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Dokument 1.pdf - Universität Stuttgart

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Untersuchungen zur optimalen Zusammensetzung
synthetischer Dieselkraftstoffe für konventionelle
Brennverfahren
Von der Fakultät Konstruktions-, Produktions- und Fahrzeugtechnik der Universität Stuttgart
zur Erlangung der Würde eines Doktor-Ingenieurs (Dr.-Ing.)
genehmigte Abhandlung
Vorgelegt von
Peter Bloch
aus Bayreuth
Hauptberichter:
Prof. Dr.-Ing. M. Bargende
Mitberichter:
Prof. Dr. sc. techn. K. Boulouchos
Tag der mündlichen Prüfung:
18.10.2012
Institut für Verbrennungsmotoren und Kraftfahrwesen
der Universität Stuttgart
2012
„Shaken, not stirred“
007 James Bond
Vorwort
Vorwort
Diese Arbeit entstand während meiner Tätigkeit als wissenschaftlicher Mitarbeiter am Institut
für Kraftfahrwesen und Verbrennungsmotoren (IVK) der Universität Stuttgart am Lehrstuhl für
Verbrennungsmotoren unter der Leitung von Prof. Dr.-Ing. Michael Bargende in den Jahren
2007 bis 2011 und basiert auf den Ergebnissen der Untersuchungen im Rahmen des Forschungsprojekts „Future Fuels for Diesel Engines“ der Forschungsvereinigung für Verbrennungskraftmaschinen. Ich danke der FVV für die Finanzierung dieses Projekts aus Eigenmitteln.
Mein besonderer Dank gilt Herrn Prof. Dr.-Ing. Michael Bargende für die wissenschaftliche
und persönliche Betreuung bei der Durchführung dieser Arbeit sowie die Übernahme des
Hauptreferates.
Herrn Prof. Dr.-Ing. Konstantinos Boulouchos danke ich für das entgegengebrachte Interesse an der Arbeit und für die Übernahme des Koreferates.
Den Bearbeitern des FVV-Projekts auf Züricher Seite, Herrn Dr. Wolfgang Kreutner und
Herrn Dr. Bruno Schneider sowie allen weiteren Beteiligten möchte ich für die gute Zusammenarbeit und die Erlaubnis danken, einige Ihrer Ergebnisse in dieser Arbeit zu verwenden.
Herrn Dipl.-Ing. Hannes Berner gilt mein herzlicher Dank für seine großartige Unterstützung
in allen Belangen und für den großen Freiraum den ich bei der Ausgestaltung und der Durchführung meiner Tätigkeit genießen durfte.
Den Studenten Frieder Zapf und Thomas Lachnit gebührt für ihre, im Rahmen von Studienarbeiten, durchgeführten Literaturrecherchen Dank. Ihre Arbeiten trugen zum Kapitel 2 „Einführung in synthetische Kraftstoffe“ bei.
Bei allen Mitarbeitern des Lehrstuhls Verbrennungsmotoren und den Mitarbeitern des FKFS
möchte ich mich für die sehr kollegiale Arbeitsatmosphäre, sämtliche Unterstützung und die
gute Zusammenarbeit ganz herzlich bedanken. In besonderem Maße möchte ich an dieser
Stelle meinen Freund und Bürokollegen, Herrn Sebastian Beck erwähnen. Erst der gemeinsame Prüfstandsaufbau und vor allem der vielfältige Gedankenaustausch haben das Gelingen dieser Arbeit möglich gemacht.
Abschließend will ich für die große Geduld danken, die mir meine Frau Diana und meine
Tochter Mia entgegengebracht haben. Oftmals blieb für sie zu wenig Zeit.
Stuttgart, 2012
v
Summary
Summary
The findings that are presented in this study are based on the results of the research project
„Future Fuels for Diesel Engines“, which was assigned and financed by the “Forschungsvereinigung Verbrennungskraftmaschinen – FVV”. The project task was the evaluation of the
influences of chemical and physical properties of synthetic fuels on combustion and emission
behavior at conventional diesel engine operation. Therefore seven synthetic blends of different structures were defined and investigated. The results are compared to a reference diesel
fuel following the requirements of EN590.
In order to evaluate the fuel properties from the engine’s side, studies were conducted on a
single-cylinder research engine with common rail injection system. The behavior of the fuels
was examined at several representative operating points under various conditions including
operation with a single shot injection only in order to gain knowledge about the fundamental
fuel behavior. Methods of “Design of Experiments” were conducted to attain a maximum of
information within an acceptable range of measurements. Objecting to convey those results
to more common operating conditions of modern diesel engines investigations of operation
with pilot injection and full load operation was carried out as well. Ignition delay, burn duration and combustion phasing were defined as the criteria to assess the combustion behavior.
While the emission behavior was judged by recording the raw engine out emissions of carbon monoxide, unburned hydrocarbons, nitrogen oxides and soot the efficiency was evaluated with regard to the specific fuel consumption, the energy entry per working cycle and the
carbon dioxide emissions. To enable a deeper interpretation of the results from the engine
investigations fundamental experiments are performed at a constant volume combustion
chamber (high temperature / high pressure test cell – HTDZ). Here spray penetration depth,
spray propagation, evaporation, points of ignition and soot formation are in the focus of interest. Furthermore the injector was characterized by injection rate measurements for both the
evaluation of differences in fuel entry into the combustion chamber and to present an exact
data basis for consequently performed quantitative process calculations.
The results that were gained from engine experiments were largely dependent on the considered load and the chosen operation strategy (with or without pilot injection). Generally
most effects found during investigations with single shot injections (SSI) were transferable to
those with multi shot injection (MSI) whilst the differences in SSI-mode were more distinctive.
The influence of the load condition has to be seen in the temperature level at the start of injection and the time required to inject the desired fuel mass. Therefore it was obvious that the
results have to be judged in respect to the operating condition. At low loads the low temperature level and the short time needed for fuel injection led to a completed injection before the
start of burn for all fuels considered. The ignition delay times were following the classification
vi
Summary
by their respective Cetan Numbers (CN). But it has to be noted that quantitative statements
cannot be made based solely on CN as the synthetic fuel with exposed aromatic content
showed a very similar combustion behavior to the reference fuel despite having a higher CN.
Here considerable potential of synthetic fuels mainly consisting of long straight chain molecules was found in terms of efficiency. High partly burned and unburned emissions of the
reference fuel and the fuel of aromatic content enforce the assumption of a more complete
combustion by the highly ignitable fuels being the reason for the efficiency differences. Due
to the good homogenization and large amounts of available oxygen at low loads soot did not
play a role for any of the fuels. At higher load operation the ignition delays were significantly
reduced while a greater amount of fuel had to be injected into the combustion chamber.
While this was generally resulting in a predominantly diffusive combustion, the individual
combustion characteristics of the fuels gain importance. The recorded burn durations and the
combustion phasing pointed out that the combustion behavior of the reference fuel is more
sensitive to different ignition delays than the synthetic fuels: Great portions of premixed combustion were seen at higher part load and late starts of injection while the combustion of all
synthetic fuels was still mainly diffusive. At those conditions the soot emissions of the reference fuel were below the synthetic fuels. Contrary to that by far the highest soot emissions
were recorded for the reference fuel at MSI operation. With regard to the synthetic fuels
naphtenic contents led to an unfavorable soot performance independent of the application of
a pilot injection. This could be due to slower soot oxidation processes as it is suggested by
results from the HTDZ. On the other hand long-chain alcohols were recorded with lowest
soot emissions at MSI operation and also showed the smallest KL-maxima in HTDZ experiments.
In a summarizing fuel assessment the FT-Base which was mainly consisting of n- and isoparaffins led to the greatest potential in terms of efficiency, partly burned and unburned
emissions and nitrogen oxides. Soot performance could be improved by the earlier boiling
fuel, the fuel with a larger fraction of iso-paraffins and the fuel with alcoholic content. But except for the fuel with alcoholic content these fuel types had negative impacts on the other
assessment criteria. Therefore long-chain alcohols are a promising fuel content for diesel
fuels of the future.
vii
Kurzfassung
Kurzfassung
Die in dieser Arbeit vorgestellten Betrachtungen basieren auf den Ergebnissen des Forschungsprojekts „Future Fuels for Diesel Engines“ das durch die Forschungsvereinigung
Verbrennungskraftmaschinen (FVV) beauftragt und finanziert wurde. Die Aufgabenstellung
dieses Projekts war die Untersuchung des Einflusses chemischer und physikalischer Eigenschaften synthetischer Kraftstoffe auf das Brenn- und Emissionsverhalten bei konventioneller
dieselmotorischer Verbrennung. Dazu wurde eine Kraftstoffmatrix bestehend aus sieben synthetischen Kraftstoffen mit unterschiedlichen, Merkmal prägenden Komponenten definiert
und sowie motorisch als auch optisch mittels einer Hochdruck-/ Hochtemperaturzelle untersucht. Die Ergebnisse wurden mit einem gleichfalls vermessenen Referenzkraftstoff (CEC)
verglichen.
Um die Kraftstoffeigenschaften motorisch zu beurteilen wurden Untersuchungen an einem
modernen Einzylinder Forschungsmotor mit Common-Rail Einspritzausrüstung durchgeführt.
Dabei wurde das Brenn- und Emissionsverhalten der Kraftstoffe an mehreren repräsentativen Betriebspunkten unter Variation der Betriebsbedingungen evaluiert. Zum Einen beinhalteten die Versuche den Betrieb mit lediglich einer Einspritzung pro Arbeitsspiel um die fundamentalen Einflüsse durch die verschiedenen Kraftstoffkomponenten offen zu legen. Um
anhand einer akzeptablen Anzahl von Versuchen den maximalen Informationsgehalt zu erreichen fanden hier Methoden der statistischen Versuchsplanung (DoE) Anwendung. Um
zum Anderen die Übertragbarkeit auf realitätsnähere Betriebsbedingungen moderner Dieselmotoren zu überprüfen, wurden Versuche mit Voreinspritzung und Volllastuntersuchungen
ergänzend durchgeführt. Als Bewertungskriterien für das Brennverhalten wurden der Zündverzug, die 50%-Umsatzlage und die Brenndauer definiert. Während die Kohlenmonoxid-,
Kohlenwasserstoff-, Stickoxid- und Russ-Rohemissionen zur Bewertung des Emissionsverhaltens dienten, wurden der spezifische Kraftstoffverbrauch, die Energieeintrag pro Arbeitspiel sowie die Kohlendioxidemissionen zur Beurteilung der Wirkungsgradunterschiede herangezogen. Um die Interpretation der motorischen Ergebnisse zu erleichtern, wurden am
LAV der ETH Zürich in einer optisch zugänglichen konstant-Volumen Brennkammer (Hochtemperatur-/ Hochdruckzelle - HDTZ) optische Messungen zu Eindringtiefe und Ausbreitung
eines Einspritzstrahls, zu Verdampfung, Zündverzug und -ort und Russbildung durchgeführt.
Zudem wurde der verwendete Injektorentyp mit Einspritzverlaufsmessungen charakterisiert,
um einerseits eventuelle Unterschiede beim Kraftstoffeintrag in den Brennraum zu eruieren
und andererseits genaue Daten für quantitative Prozessrechnungen zu erhalten.
Die Ergebnisse aus den motorischen Untersuchungen zeigten eine starke Abhängigkeit vom
betrachteten Lastzustand und der gewählten Betriebsstrategie (mit oder ohne Voreinspritzung). Grundsätzlich waren die meisten Effekte, die bei Blockeinspritzuntersuchungen auf-
viii
Kurzfassung
traten, auf die Untersuchungen mit Voreinspritzung übertragbar, wobei die Unterschiede
beim Betrieb mit Blockeinspritzung zumeist stärker ausgeprägt waren. Der Einfluss des Lastzustands war einerseits im Temperaturniveau bei Beginn der Einspritzung und andererseits
in der benötigten Zeit für den Einspritzvorgang zu sehen. Deshalb mussten die Ergebnisse
unter Berücksichtigung der jeweiligen Betriebsbedingung bewertet werden. Bei niedrigen
Lasten führten das niedrige Temperaturniveau und die kurzen benötigten Einspritzzeiten bei
allen Kraftstoffen zu einem vollständig vor dem Brennbeginn abgeschlossenen Einspritzvorgang. Die gemessenen Zündverzugszeiten waren qualitativ in den Cetanzahlen der Kraftstoffe wiederzufinden. Es muss aber angemerkt werden, dass qualitative Aussagend basiernd
auf den Cetanzahlen nicht möglich waren. Zum Beispiel zeigte der durch mono-Aromate geprägte Kraftstoff ein dem Referenzdiesel nahezu identisches Brennverhalten obwohl die
Cetanzahl signifikant höher war. Bezüglich des Wirkungsgrads wurde hier beachtliches Potenzial der Kraftstoffe gefunden, die vorwiegend aus langen geradkettigen Molekülstrukturen
bestanden. Hohe teil- und unverbrannte Emissionen des Referenzkraftstoffs und des aromatischen Blends bestärkten in der Annahme, dass eine vollständigere Verbrennung der sehr
zündwilligen Kraftstoffe die Ursache für Wirkungsgradunterschiede war. Aufgrund der langen
zur Verfügung stehenden Zeit für die Homogenisierung des Kraftstoff-Luft-Gemisches und
ausreichend zur Verfügung stehenden Luftsauerstoffs spielte Russ bei niedrigen Lasten nur
eine marginale Rolle. Bei höheren Lasten wurden einerseits weitaus kürzere Zündverzugszeiten beobachtet und andererseits musste eine größere Kraftstoffmenge eingespritzt werden. Grundlegend resultierte dies in einer vorwiegend diffusiven Verbrennung wobei das
kraftstoffspezifische Brennverhalten an Bedeutung gewann. Die dokumentierten Brennverläufe und 50%-Umsatzlagen deuteten darauf hin, dass der Referenzkraftstoff eine höhere
Sensibilität gegenüber verschiedenen Zündverzügen aufweist als die synthetischen Kraftstoffe: Hohe Anteile vorgemischter Verbrennung wurden bei höherer Teillast und späten Einspritzbeginn beobachtet, während das Brennverhalten der synthetischen Kraftstoffe weiterhin
vornehmlich diffusiv war. Bei diesen Bedingungen waren die Russemissionen des Referenzkraftstoffs niedriger als die der synthetischen Kraftstoffe. Im Gegensatz dazu waren bei Betrieb mit Voreinspritzung die bei weitem höchsten Russemissionen beim Referenzkraftstoff
zu verzeichnen. Bezüglich der synthetischen Kraftstoffe wurde der höchste Russausstoß
unabhängig von der Applikation einer Voreinspritzung für den naphtenischen Kraftstoff beobachtet worden. Das kann eventuell durch die im Vergleich am langsamsten ablaufenden
Russoxidationsprozesse begründet werden, wie es durch Ergebnisse aus den Untersuchungen in der HDTZ nahegelegt wird. Demgegenüber konnten die niedrigsten Russemissionen
bei Untersuchung des alkoholischen Blends mit Mehrfacheinspritzung dokumentiert werden.
Dieser zeigte auch die niedrigsten Maxima des KL-Wertes in HDTZ-Untersuchungen.
ix
Kurzfassung
Aus einer abschließenden Kraftstoffbewertung folgt, dass der FT-Basiskraftstoff bezüglich
Wirkungsgrad, teil- und unverbrannten Emissionen und Stickoxiden das günstigste Verhalten
aufwies. Der Russausstoß konnte durch den Kraftstoff mit niedrigem Siedebeginn, dem
Kraftstoff mit gesteigertem iso-Paraffin Anteil und dem Kraftstoff mit langkettigen Alkoholen
nochmals verringert werden. Aber abgesehen vom alkoholischen Kraftstoff hatte dies negative Auswirkungen auf die weiteren Bewertungskriterien. Folglich stellen langkettige Alkohole
eine vielversprechende Kraftstoffkomponente für zukünftige Kraftstoffe dar.
x
Inhaltsverzeichnis
Inhaltsverzeichnis
Vorwort ........................................................................................................................ v Summary .................................................................................................................... vi Kurzfassung ..............................................................................................................viii Inhaltsverzeichnis ....................................................................................................... xi 1 Einleitung .............................................................................................................. 1 2 Einführung in Synthetische Kraftstoffe .................................................................. 3 3 4 2.1 Kohlenwasserstoffverbindungen in Kraftstoffen ....................................................... 4 2.2 Physikalisch-chemische Eigenschaften ................................................................... 7 2.3 Gesetzliche Anforderungen ................................................................................... 14 2.4 Syntheseprozesse ................................................................................................. 18 2.5 Einfluss synthetischer Kraftstoffe auf das motorische Verhalten ........................... 23 Untersuchte Kraftstoffe ....................................................................................... 27 3.1 Gaschromatographische Analysen ........................................................................ 27 3.2 Zusammenfassung der Eigenschaften .................................................................. 31 Untersuchungsstrategie ...................................................................................... 34 4.1 4.1.1 Einführung in die Methoden der statistischen Versuchsplanung ..................... 35 4.1.2 Planung der Versuche mit Blockeinspritzung................................................... 43 4.2 5 Versuchsplanung unter Berücksichtigung statistischer Methoden ......................... 35 Ergänzende Untersuchungsstrategien ................................................................... 46 4.2.1 Untersuchungen mit Vor- und Haupteinspritzung: ........................................... 46 4.2.2 Untersuchung des Volllastverhaltens ............................................................... 47 4.2.3 Optische Untersuchungen an einer Konstant-Volumen Zelle .......................... 48 4.2.4 Einspritzratenmessung..................................................................................... 49 Versuchsträger und Versuchsdurchführung........................................................ 50 5.1 Einzylinderaggregat und Motorprüfstand ............................................................... 50 5.1.1 Motor ................................................................................................................ 50 5.1.2 Prüfstandsaufbau ............................................................................................. 51 5.1.3 Messtechnik ..................................................................................................... 53 5.1.4 Versuchsablauf ................................................................................................ 54 5.2 IAV Injection Analyzer ............................................................................................ 55 5.3 Hochtemperatur- / Hochdruckzelle ........................................................................ 56 5.3.1 Zusammenfassung der Eigenschaften der HTDZ ............................................ 56 5.3.2 Bei Untersuchungen in der HTDZ eingesetzte Messtechnik ............................ 59 xi
Inhaltsverzeichnis
6 Datenauswertung ............................................................................................... 60 6.1 6.1.1 Bestimmung der Verbrennungskennwerte ....................................................... 60 6.1.2 Berechnung der spezifischen Verbrauchs- und Emissionsgrößen ................... 63 6.1.3 Beurteilung der optischen Untersuchungen ..................................................... 65 6.2 Modellierung, Validierung und Auswertung der DoE-Daten ................................... 67 6.2.1 Modellierung und Validierung der Daten aus Blockeinspritzuntersuchungen .. 67 6.2.2 Entwicklung eine Auswertewerkzeugs ............................................................. 70 6.3 7 Definition von Kennwerten ..................................................................................... 60 Kumulierte Tabellen / Gewichtungsfunktion ........................................................... 73 Ergebnisse ......................................................................................................... 75 7.1 Diskussion der Ergebnisse ..................................................................................... 75 7.1.1 Kraftstoffeinflüsse auf das hydraulische Injektorverhalten ............................... 75 7.1.2 Einspritzstrahlausbreitung ................................................................................ 76 7.1.3 Brennverhalten ................................................................................................. 78 7.1.4 Verbrauch und Emissionen .............................................................................. 87 7.2 Summarische Kraftstoffbewertung ....................................................................... 103 8 Zusammenfassung und Ausblick ..................................................................... 107 9 Literaturverzeichnis .......................................................................................... 109 10 Anhang ............................................................................................................. 114 10.1 Abkürzungsverzeichnis ........................................................................................ 114 10.2 Bedienungsanleitung der GUI zur Visualisierung der motorischen Ergebnisse ... 117 xii
1 Einleitung
1
Einleitung
Moderne Dieselmotoren sind nach heutigem Stand bezüglich Effizienz und Reichweite die zu
favorisierende verbrennungsmotorische Antriebsquelle. Allerdings resultiert aus der Art des
Brennverfahrens eine Emissionsproblematik, die mit innermotorischen Maßnahmen allein
nicht lösbar ist. Eine Reduktion der Stickoxide führt zumeist zu einem Anstieg der Russemissionen und umgekehrt. Dem wird mit einer immer aufwendigeren Abgasnachbehandlung
Rechnung getragen, was wiederum zu einer hohen Systemkomplexität und hohen Systemkosten führt. Zudem müssen sowohl innermotorische Emissionsminderungsmaßnahmen als
auch die Regeneration von Speicherkatalysatoren mit Effizienznachteilen erkauft werden, da
von verbrauchsoptimalem Betrieb abgewichen werden muss.
Weiterhin muss aus Gründen der Versorgungssicherheit des knapper werdenden Rohstoffs
Erdöl sowie der Notwendigkeit zur Minimierung von CO2-Emissionen eine Alternative gefunden werden, die zur kurz- bis mittelfristigen Aufrechterhaltung der Mobilität im gewerblichen
und privaten Sektor bei deutlich verbesserter CO2-Bilanz beiträgt.
Synthetische Dieselkraftstoffe können diese Anforderungen erfüllen. Zum einen erlaubt die
Synthetisierung von Kraftstoffen eine gezielte Einflussnahme auf die chemischen und physikalischen Eigenschaften mit dem Ziel einen für die dieselmotorische Anwendung optimalen
Kraftstoff zu definieren. Zum anderen können nahezu alle kohlenwasserstoffhaltigen Energieträger für die Erzeugung von Synthesegas, dem Edukt der Synthese, dienen. Dies kann
im Fall von Erdgas und Kohle erheblich zur Steigerung der Versorgungssicherheit und im
Fall von Biomasse zusätzlich zu einer nahezu klimagasneutralen Mobilität beitragen. Die
kurz- bis mittelfristige Verwendung von Fischer-Tropsch Kraftstoffen kann dadurch gewährleistet werden, dass das Know-How um die Syntheseprozesse vorhanden ist, sich Anlagen
zur Kraftstoffsynthetisierung schon seit einiger Zeit im Aufbau befinden und die vorhandene
Infrastruktur zur Versorgung genutzt werden kann. Des Weiteren ist eine sehr gute
Mischbarkeit mit konventionellen Kraftstoffen gegeben, und somit zumindest ein partielle
Substitution auch schon aus heutiger Sicht möglich [1].
In einer Vielzahl an vorangegangenen Untersuchungen von im Fischer-Tropsch Verfahren
hergestellten Kraftstoffen konnten erhebliches Potenzial zur Verringerung von SchadstoffRohemissionen und der Verminderung des beim Dieselmotor problematischem Russ-NOXTradeoffs nachgewiesen werden ([26], [27], [28], [29] u.v.a.). Dabei waren die Eigenschaften
dieser Kraftstoffe zumeist als hauptsächlich paraffinisch, nahezu schwefel- und aromatenfrei
und als von hoher Zündwilligkeit spezifiziert.
Nun erlaubt die Fischer-Tropsch Synthese aber die Reaktionsprodukte gezielt zu beeinflussen und einen an die dieselmotorische Verbrennung optimal angepassten Kraftstoff zu definieren. Daraus leitet sich die Fragestellung der vorliegenden Arbeit ab: Die Identifikation der
1
1 Einleitung
entsprechenden, das Brenn- und Emissionsverhalten kennzeichnenden Kraftstoffparameter,
die durch die Prozessführung der Fischer-Tropsch Synthese beeinflussbar sind.
Dazu wurde eine im Rahmen des Forschungsvorhabens „Future Fuels for Diesel Engines“,
welches durch die Forschungsvereinigung Verbrennungskraftmaschinen (FVV) beauftragt
wurde, eine Kraftstoffmatrix bestehend aus sieben synthetischen Kraftstoffen mit unterschiedlichen, Merkmal prägenden Komponenten definiert. Ergänzt durch einen, zu Vergleichszwecken herangezogenen Referenzkraftstoff (Zertifizierungsdiesel) wurden diese sowohl motorisch als auch hydraulisch und optisch untersucht.
Ziel dieser Abhandlung ist es also, Hinweise auf die optimale Zusammensetzung synthetischer Kraftstoffe für konventionelle Diesel-Brennverfahren zu geben. Dabei werden, unter
Zuhilfenahme der Grundlagenuntersuchungen, Erkenntnisse über die Wirkmechanismen
dargestellt, die das bei den Motorversuchen dokumentierte, unterschiedliche Verhalten der
einzelnen Kraftstoffe beeinflussen.
2
2 Einführung in Synthetische Kraftstoffe
2
Einführung in Synthetische Kraftstoffe
Brennstoffe können grundsätzlich anhand des zur Herstellung verwendeten Ausgangstoffs in
die drei Kategorien fossil, regenerativ und chemisch eingeteilt werden. Eine weitere Kategorisierung ist durch den Aggregatszustand (fest, flüssig, gasförmig) möglich, in dem sich der
Brennstoff für den jeweiligen Einsatzzweck befindet. Die Brennstoffe auf chemischer Basis
beinhalten den zur Umsetzung benötigten Oxidator bereits und sind deshalb nicht auf weitere Sauerstoffzufuhr angewiesen. Sie finden vorwiegend als Raketentreibstoff oder Sprengstoffe Verwendung. Als Brennstoffe in Feuerungen und Fahrzeugantrieben kommen derzeit
überwiegend Kohlenwasserstoffe aus fossilen Quellen in Betracht, die im Laufe von Jahrmillionen aus pflanzlichen und tierischen Ablagerungen entstanden sind. Mittelfristig kann davon ausgegangen werden, dass Brennstoffe auf synthetischer Basis, wie beispielsweise
Syngas, Wasserstoff oder Alkohole, als Energieträger bzw. Energiespeicher an Bedeutung
gewinnen werden [2].
Als synthetische Kraftstoffe werden im dieselmotorischen Umfeld zumeist flüssige Kraftstoffe
bezeichnet, die mittels des ursprünglich in den 1920er Jahren in Deutschland entwickelten
Fischer-Tropsch-Verfahrens aus Kohlenmonoxid und Wasserstoff synthetisiert werden. Damals wurde das Verfahren angewandt, um das an Erdöl arme Deutschland in Kriegszeiten
mit Treibstoff zu versorgen. Als Rohstoff wurde Kohle verwendet, die in ausreichendem Maß
zur Verfügung stand. Aufgrund des im Vergleich zur Raffination von Erdöl unrentablen Verfahrens, wurde die großtechnische Produktion nach dem Ende des 2. Weltkriegs wieder eingestellt. Während der Ölkrise in den 1970er Jahren keimte das Interesse wieder auf, das
aber mit dem Fall des Rohölpreises unter 20$ pro Barrel zu Anfang der 1980er wieder verflachte. Eine Ausnahme stellt Südafrika dar, das aufgrund seiner geringen Ölvorkommen
ebenfalls auf Importe angewiesen ist. Hier wurde politisch motiviert 1955 die erste moderne
Coal-to-Liquid (CtL) Anlage von SASOL (Suid Afrikaanse Steenkool en Olie) in Betrieb genommen. In den 1980er Jahren wurden weitere Anlagen (Sasol II und III) eingeweiht und der
Betrieb um den Rohstoff Ergas (Gas-to-Liquid – GtL) erweitert [3]. Sasol wurde zum Weltmarktführer für XtL-Technologien und erbaute weitere Werke in Katar und China wo sowohl
Ottokraftstoffe, Ausgangsprodukte für die chemische Industrie und Kraftstoffe für die Dieselmotorische Anwendung hergestellt werden. Durch den Mineralölkonzern Shell wurde 1993
eine GtL-Anlage in Bintulu, Malaysia in Betrieb genommen wo das von Shell entwickelte
SMDS (Shell Middle Destilate Synthesis) Verfahren ebenso wie in der neuesten Anlage in
Katar zum Einsatz kommt [4]. Vor dem Hintergrund der schärfer werdenden CO2-Diskussion
und dem Umstand, dass die Ausgangsbasis für das Synthesegas nahezu von jedem Kohlenwasserstoffträger verwendet werden kann, wird vermehrt auch auf Biomasse als Rohstoff
gesetzt. Unter Beteiligung der Firmen Daimler AG und Volkswagen AG wurden durch die
Firma Choren Pilotanlagen erbaut, in denen Synthesegas durch eine Vergasung von Holz-
3
2 Einführung in Synthetische Kraftstoffe
schnitzeln erzeugt. Dieses wird in einem weiteren Schritt mittels des SMDS-Verfahrens zu
Biomass-to-Liquid (BtL) Kraftstoffen synthetisiert [5]. Letztgenanntes Verfahren stellt eine
besonders interessante Art der Kraftstofferzeugung dar, da die Emissionen von klimarelevanten Gasen auf weniger als 10% der Emissionen bei dem Einsatz von fossilen Kraftstoffen
reduziert werden können [1].
2.1 Kohlenwasserstoffverbindungen in Kraftstoffen
Der Fokus der vorliegenden Arbeit liegt auf Brennstoffen, die in Verbrennungskraftmaschinen zur Anwendung kommen und die mit Ausnahme der großmotorischen Anwendung als
Kraftstoffe bezeichnet werden [6]. Konventionelle Otto- und Dieselkraftstoffe auf Mineralölbasis sind Gemische aus jeweils mehr als 200 Kohlenwasserstoffverbindungen, wobei die
Zusammensetzung, d.h. der Anteil der jeweiligen Kohlenwasserstoffe das motorische Verhalten entscheidend beeinflusst. Die Ursache der Vielfalt der Kohlenwasserstoffverbindungen
ist im vierwertigen Kohlenstoff zu finden, der die Fähigkeit besitzt stabile Ketten zu bilden [7].
Dadurch ist eine Vielzahl chemischer Strukturen möglich. Grundlegend werden ketten- und
ringförmige Strukturen unterschieden, deren Eigenschaften sich im Weiteren durch die Art
der Bindungen und der Verzweigungen maßgeblich unterscheiden. Neben reinen Kohlenwasserstoffen, haben sauerstoffhaltige Verbindungen (Alkohole, Ether, Ester) als Kraftstoffkomponenten an Bedeutung gewonnen und werden im Folgenden gleichfalls dargestellt.
Die Paraffine bzw. nach IUPAC benannten Alkane sind kettenförmig aufgebaute Kohlenwasserstoffe, die ausschließlich über Einfach-Bindungen verfügen. Folglich ist in Paraffinen
die größtmögliche Anzahl an Wasserstoffatomen gebunden und sind damit gesättigt. Charakteristisch ist die relative Reaktionsträgheit; so reagieren sie aufgrund der unpolaren C-Cund der nur schwach polaren C-H-Bindung nicht mit Säuren, Basen und Reduktionsmitteln.
Auch gegenüber vielen Oxidationsmitteln sind sie innert, reagieren aber mit Sauerstoff (Verbrennung) [7]. Es wird zwischen Normalparaffinen (n-Paraffine bzw. n-Alkane) mit
unverzweigter Struktur und Iso-Paraffinen (Iso-Alkanen) unterschieden, wobei Position und
Anzahl der Verzweigungen die Stoffeigenschaften maßgeblich beeinflussen [6]. Die Alkane
C1 bis C4 sind bei Raumtemperatur gasförmig, C5 bis C16 sind flüssig und die höheren Glieder der Reihe liegen als wachsförmige Festsubstanzen vor. Die allgemeine Summenformel
der Paraffine lautet CnH2n+2 [7], [8].
H
H
H
H
H
H
H
H
C
C
C
C
C
C
C
H
H
H
H
H
H
H
H
H
Abbildung 2-1: n-Heptan
H
CH3 H
CH3 H
C
C
C
C
C
H
CH3 H
H
H
H
Abbildung 2-2: 2,2,4 Trimethylpentan (isoOktan)
4
2 Einführung in Synthetische Kraftstoffe
Olefine (bzw. Alkene) besitzen ebenfalls eine kettenförmige Struktur. Sie enthalten C-Atome,
die statt wie bei den Paraffinen vier, nur drei Nachbaratome gebunden haben. Die Valenz
von vier wird dadurch erreicht, dass ein benachbartes C-Atom doppelt gebunden ist. Da an
diesen Doppelbindungen weitere Wasserstoffatome aufnehmen werden können, bezeichnet
man Olefine als ungesättigt. Olefine sind im Allgemeinen reaktiver als Paraffine, da der gesättigte Zustand angestrebt wird. Die allgemeine Summenformel lautet CnH2n+2-2y (mit y =
Anzahl der Doppelbindungen), wodurch deutlich wird, dass Olefine ein, in Abhängigkeit der
Anzahl der Doppelbindungen, niedrigeres H/C-Verhältnis aufweisen als Paraffine [7]. Analog
zu den Paraffinen werden auch bei den Olefinen unverzweigte „n-“ und verzweigte „iso-“
Spezies unterschieden. Die niederen Alkene mit bis zu vier C-Atomen sind bei Raumtemperatur Gase mit einem charakteristischen durchdringenden Geruch. Bis zu etwa zwölf CAtomen sind sie farblose Flüssigkeiten.
H
H
H
H
H
C
C
C
C
C
C
H
H
H
H
H
H
CH3 H
H
H
Abbildung 2-3: Hexen
C
C
H
H
C
C
H
Abbildung 2-4: 3-Methylbutadien 1,3
Ungesättigte kettenförmige Kohlenwasserstoffe mit Dreifachbindungen werden als Alkine
oder Acetylene bezeichnet. Die Dreifachbindung ist im Gegensatz zur Doppelbindung nicht
sehr stabil. Alkine haben dieselbe Summenformel CnH2n-2 wie Diolefine [9].
H
H
C
C
C
H
H
H
C
C
H
Abbildung 2-6: Ethin
Abbildung 2-5: Propin
Naphtene (bzw. Zyklo-Alkane) sind charakterisiert durch die ringförmige Anordnung der
Kohlenstoff-Atome. Da die Kohlenstoffatome einfach gebunden sind, handelt es sich um „gesättigte“ Strukturen. Aus der ringförmigen Struktur folgt ein gegenüber den Paraffinen weitaus verbessertes Fließverhalten bei Kälte, während die Zündwilligkeit signifikant niedriger ist.
Napthene lassen sich durch Abspalten von Wasserstoffatomen, also durch erzeugen von
Doppelbindungen, in ringförmige Olefine verwandeln, die in ihrem chemischen Verhalten den
kettenförmig gebauten Olefinen ähneln [10]. Die Summenformel der Napthene lautet CnH2n
[6].
5
2 Einführung in Synthetische Kraftstoffe
H
H
H
H
H
C
H
C
H
C
H
C
C
H
C
H
C
H
H
Abbildung 2-7: Zyklopropan
H
C
C
H
H
H
H
H
Abbildung 2-8: Zyklohexan
Die Familie der Aromaten bzw. der Benzol-Derivate basiert auf einem Ring aus sechs Kohlenstoffatomen, wobei an jedes Kohlenstoffatom des Rings nur ein Wasserstoffatom oder ein
Substituent gebunden ist. Die weiteren sechs Valenzelektronen bilden eine sogenannte hybride Bindung ohne festen Ort [2]. Diese wird auch als konjugierte Doppelbindung bezeichnet,
da sich Einfach- und Doppelbindungen zwischen den Ringatomen quasi abwechseln und
ständig ineinander übergehen. Aufgrund dieser Tatsache und der Kompaktheit des Benzolrings ist dieser sehr stabil – Aromaten haben im Vergleich der Kohlenwasserstoffe die geringste Zündwilligkeit. Benzolringe können zu sogenannten Polyzyklischen Aromaten kombiniert (PAK, PAH) werden und es können zusätzlich Seitenketten angelagert sein [2]. Für die
Aromaten existiert keine allgemeingültige Summenformel.
CH3
H
C
H
C
H
C
C
C
C
H
H
C
C
H
H
C
C
C
H
C
CH3
H
H
Abbildung 2-9: Benzol
Abbildung 2-10: 1,2 Dimetyhlbenzol
Sauerstoffhaltige Kohlenwasserstoffe sind in herkömmlichen Kraftstoffen auf fossiler Basis
nicht enthalten, da fossile Primärenergieträger Produkte anaerober Zersetzung von organischem Material darstellen [8]. Jedoch finden Alkohole seit einiger Zeit Anwendung als Alternativkraftstoff in der ottomotorischen Verbrennung und werden hier in unterschiedlichen Anteilen zugemischt oder sogar als Reinkraftstoffe verwendet. Aktuell steigt das Interesse an
der Verwendung von Alkoholen als Kraftstoffkomponente für die dieselmotorische Anwendung, da in naher Vergangenheit günstige Einflüsse auf das Emissionsverhalten von Dieselmotoren dokumentiert wurden [11].
Alkohole sind Kohlenwasserstoffverbindungen, die als funktionelle Gruppe eine oder mehrere OH-Gruppen (Hydroxy-Gruppen) gebunden haben. In Abhängigkeit der Anzahl der gebundenen Hydroxy-Gruppen wird in ein-, zwei- und dreiwertige Alkohole eingeteilt [12]. Auf-
6
2 Einführung in Synthetische Kraftstoffe
grund der hohen Zündunwilligkeit und des niedrigen Flammpunkts kurzkettiger Alkoholmoleküle sind für die dieselmotorische Anwendung langkettige Alkohole vorzuziehen.
H
H
H
C
C
H
H
OH
H
Abbildung 2-11: Ethanol
H
H
H
H
H
H
H
H
C
C
C
C
C
C
C
C
H
H
H
H
H
H
H
H
OH
Abbildung 2-12: Oktanol
Bei Ethern handelt es sich um Kohlenwasserstoffverbindungen, die über eine oder mehrere
Sauerstoffbrückenbindungen im Molekül verfügen. Sie werden großtechnisch bei der Reaktion von Alkoholen und Olefinen gewonnen und zur Erhöhung der Klopffestigkeit als Zumischkomponente zu Benzin eingesetzt. Die allgemeine Strukturformel ist R-O-R.
Ester stellen eine Stoffgruppe organischer Verbindungen dar, die durch die Reaktion eines
Alkohols und einer Carbonsäure unter Abspaltung von Wasser über Kondensation entstehen. Um aus Fetten und Ölen dieselähnliche Kraftstoffe (Biodiesel) zu gewinnen werden
diese verestert [2]. Dabei wird vor allem die Viskosität von Pflanzenölen bzw. Fetten herabgesetzt und somit eine motorische Anwendung ermöglicht.
2.2 Physikalisch-chemische Eigenschaften
Das grundlegende Unterscheidungsmerkmal zwischen Otto- und Dieselkraftstoffen ist auf
deren ersten Herstellungsschritt, der atmosphärischen Destillation aus Rohöl zurückzuführen. Hierbei werden die Kohlenwasserstoffe anhand ihrer Siedepunkte getrennt. Das entwässerte und entsalzte Rohöl wird auf etwa 400°C erwärmt; die verdampften Anteile kondensieren in Abhängigkeit Ihrer Stoffeigenschaften an den verschiedenen Böden des Turms.
Somit sind die Eigenschaften der erhaltenen Kraftstoffe in erster Linie von der Siedetemperatur abhängig. Durch nachgeschaltete Raffinerieprozesse wie dem Hydrofining (HF) und dem
Hydro-Cracken sind diese gezielt beeinflussbar. In Abbildung 2-13 sind die Raffinationsprozesse zur Kraftstofferzeugung vereinfacht dargestellt. Daraus wird die für Dieselkraftstoffe
verwendete Bezeichnung „Mitteldestillat“ verdeutlicht.
7
2 Einführung in Synthetische Kraftstoffe
Abbildung 2-13: Schematischer Raffinerieprozess nach [13].
Das Siedeverhalten ist nun maßgeblich durch die Anzahl der im Molekül gebundenen CAtome bestimmt während der Molekülaufbau von untergeordneter Bedeutung ist. Eine Ausnahme stellen hier die Polyaromaten dar, die bei gleicher Anzahl an Kohlenstoffatomen signifikant höhere Temperaturen benötigen um in den gasförmigen Zustand überzugehen (siehe Abbildung 2-14). Für konventionelle Dieselkraftstoffe ist ein Siedebereich von 180 –
8
2 Einführung in Synthetische Kraftstoffe
360°C charakteristisch, d.h. Strukturen im Bereich von 10 – 20 Kohlenstoffatomen pro Molekül.
Abbildung 2-14: Siedetemperatur in Abhängigkeit der Anzahl der im Molekül gebundenen Kohlenstoff Atome [6].
Der Heizwert von (Mono-) Aromaten verhält sich anders als der der nicht-aromatischen Kohlenwasserstoffe (Abbildung 2-15): Während der Heizwert der Paraffine, Olefine und
Naphtene mit höherer Anzahl an C-Atomen pro Molekül abnimmt, steigt der der Aromaten.
Dies ist auf das H/C-Verhältnis zurückzuführen. Mit zunehmender Kettenlänge nimmt der
massenbezogene Wasserstoffanteil ab, während bei Monoaromaten mehr C-Atome pro Molekül einen höheren Anteil Seitenketten und damit eine höhere pro Kohlenstoffatom gebundene Anzahl an Wasserstoffatomen bedeutet. Die unteren Heizwerte von flüssigen Kohlenwasserstoffen liegen im Bereich von 40 (Benzol) bis 45 (n-Pentan) MJ/kg [6].
Eine weitere wesentliche Kraftstoffeigenschaft ist die Dichte. Dichte und Heizwert definieren
den Energiegehalt je Volumeneinheit und damit den Raumbedarf des benötigten Energiespeichers. Generell nimmt die Dichte von Kohlenwasserstoffen der Anzahl an C-Atomen zu.
Allerdings ist eine ausgeprägte Abhängigkeit von der Struktur der Moleküle gegeben. Ringförmige Moleküle wie Naphthene und Aromaten haben infolge des kompakten Molekülaufbaus die höchsten Dichten. Die Dichte von Aromaten ist annähernd unabhängig von der Anzahl gebundener Kohlenstoffatome [12], siehe Abbildung 2-16. Niedere Alkohole sind in Bezug auf die Dichte wasserähnliche, leichtbewegliche Flüssigkeiten während höhere Alkohole
dickflüssige, den rein-Kohlenwasserstoffen ähnliche Flüssigkeiten sind [14].
9
2 Einführung in Synthetische Kraftstoffe
Abbildung 2-15: Heizwert von Kohlenwasserstoffen [6].
Abbildung 2-16: Dichte von flüssigen Kohlenwasserstoffen [6].
Die Zähigkeit oder auch Viskosität ist die Eigenschaft eines fließfähigen Stoffsystems bei
einer Verformung eine Spannung aufzunehmen, die nur von der Verformungsgeschwindigkeit abhängig ist [50]. Es wird zwischen dynamischer Viskosität μ und kinematischer Viskosität unterschieden. Letztere ist der Quotient aus dynamischer Viskosität μ und
der Dichte ρ. Im Allgemeinen nimmt die Zähigkeit eines Kraftstoffes mit steigender Dichte
und steigender Anzahl an Kohlenstoffatomen pro Molekül zu. Auswirkung einer zu hohen
Viskosität ist eine schlechte Kraftstoffzerstäubung im Brennraum. Der zu viskose Kraftstoff
führt zu großen Tröpfchendurchmessern (Sauter Mean Diameter - SMD), die einen lokale
schlechte Durchmischung mit Luft (Air Entrainment) zur Folge haben. Eine zu niedrige Viskosität ist speziell bei Dieselmotoren bezüglich der Schmierfähigkeit und Förderbarkeit von
Bedeutung [40].
Eine maßgebliche Eigenschaft zur Beurteilung der Eignung eines Kraftstoffs für und das
Verhalten in der motorischen Anwendung ist die Neigung des Kraftstoff-Luft-Gemisches zur
Selbstzündung, die als Zündwilligkeit bezeichnet wird. Diese hängt stark von der Länge der
Kohlenwasserstoffverbindungen ab (siehe Abbildung 2-17). Generell nimmt die Zündwilligkeit
der Kohlenwasserstoffe mit steigender Kohlenstoffanzahl zu [6]. Während kurzkettige nParaffine hohe Zündunwilligkeit auf aufweisen, steigt diese bei längeren Ketten auf Grund
der geringeren strukturbedingten Bindungskräfte im Molekül stark an. Besitzen die einfach
gebundenen Kohlenstoffketten Verzweigungen (Isomere), so verkürzt sich die Kettenlänge
bei gleicher Kohlenstoffanzahl und die Zündneigung sinkt. Olefine haben aufgrund ihrer
Doppelbindung eine höhere Stabilität, sodass eine gegenüber vergleichbaren n-Paraffinen
niedrigere Zündwilligkeit besteht. Napthene besitzen im Vergleich zu den entsprechenden
Paraffinen eine gleichfalls geringere Zündneigung, die der der Olefine ähnlich ist. Den zündunwilligsten Charakter der Kohlenwasserstoffe haben die Aromaten. Die kompakte Molekül-
10
2 Einführung in Synthetische Kraftstoffe
struktur ergibt thermisch sehr stabile Moleküle, die schwer entzündbar sind und eine hohe
Zündtemperatur benötigen [50]. Kurzkettige Alkohole sind ebenfalls sehr Zündunwillig was
Ihre Eignung für die ottomotorische Anwendung verdeutlicht. Für die konventionelle dieselmotorische Verbrennung sind deshalb langkettige Alkohole vorzuziehen, die eine entsprechend höhere Selbstzündneigung besitzen [11].
Abbildung 2-17: Cetanzahlen von Kohlenwasserstoffen in Abhängigkeit der chemischen Strukturen und der Anzahl der Kohlenstoffatome.
Da die Zündwilligkeit in der motorischen Anwendung physikalisch nicht direkt quantifiziert
werden kann, hat sich eine Kennzahl zu deren Beschreibung etabliert. Die Cetanzahl (CZ)
wird anhand standardisierter Verfahren in Einzylinder-Zertifizierungsmotoren bestimmt. Dabei kommen zwei Verfahren zum Einsatz: Weltweit wird der CFR-Motor entsprechend ASTM
D613-93
[15] bzw. DIN EN ISO 5165 [16] verwendet. In Deutschland findet zudem der BASF-Motor
nach DIN 51773 ([17], [18]) Anwendung. Gemein ist beiden Verfahren, dass der Zündverzug
als Maß für die Zündwilligkeit herangezogen wird. Die eigentliche Cetanzahl ergibt sich anhand eines Vergleichs mit einem Gemisch aus den Monomeren n-Cetan (C16H34, paraffinisch, sehr zündwillig, definitionsgemäß: CZ=100, Abbildung 2-18) und α-Metyhlnaphtalin
(C11H10, polyaromatisch, schwer entflammbar, definitionsgemäß: CZ = 0, Abbildung 2-19).
Benötigt beispielsweise ein Kraftstoff die gleichen Bedingungen zum erreichen einer definierten Zündverzugszeit wie ein Gemisch aus 52 vol.-% Cetan und 48 vol.-% α-Metyhlnaphtalin
wird ihm die Cetanzahl 52 zugeordnet.
11
2 Einführung in Synthetische Kraftstoffe
H
H
H
H
H
H
H
H
H
H
H
H
H
H
H
H
H
C
C
C
C
C
C
C
C
C
C
C
C
C
C
C
C
H
H
H
H
H
H
H
H
H
H
H
H
H
H
H
H
H
Abbildung 2-18: n-Hexadekan (Cetan)
CH3
C
C
C
C
C
C
C
C
C
C
Abbildung 2-19: α-Methylnaphtalin
Das CFR- und das BASF-Verfahren unterscheiden sich nun bezüglich der Motorgeometrie,
den Untersuchungsbedingungen und der Art, wie die Zündverzugszeit konstant gehalten
wird (). Dies stellt auch den gravierendsten Unterschied zwischen beiden Verfahren dar.
Während beim CFR-Motor das Verdichtungsverhältnis über eine Änderung des Vorkammervolumens variiert wird, wird beim BASF-Motor die Ansaugluft gedrosselt. Trotz thermodynamisch unterschiedlicher Auswirkungen der beiden Methoden, sind die Unterschiede zwischen den aus den verschiedenen Verfahren bestimmten Cetanzahlen relativ gering.
Betrieb
Motor
Einheit
Norm
Hubraum
Bohrung
Hub
Verdichtung
Drehzahl
Ansauglufttemperatur
Einspritzbeginn
Brennbeginn
Zündverzug
Einspritzdruck
CFR-Verfahren
DIN EN ISO 5165
631
cm³
82,6
mm
114.3
mm
variabel (8-36)
900
U/min
66
°C
13
°KW v.OT
0
°KW v.OT
13
°KW
103
bar
Variation des
Verdichtungsverhätnisses
–
Einstellung des Zündverzugs
BASF-Verfahren
DIN51773
850
95
120
18,2
1000
Umgebung
20
0
20
124
Variation des Startdruck
(Ansaugluftdrosselung)
Tabelle 2-1: CFR- und BASF-Verfahren zur Cetanzahlbestimmung.
Da
beide
Verfahren
über,
im
Vergleich
zu
modernen
Motoren
veraltete
Brennraumgeometrien, geringe Drehzahlen und nicht mehr aktuelle Einspritzsysteme verfügen, gehen die Meinungen zur Eignung der Charakterisierung von Kraftstoffen für aktuelle
motorische Anwendungen anhand den in oben genannten Verfahren gewonnen Cetanzahlen
auseinander. Gerade wenn Zündbeschleuniger eingesetzt werden, verhalten sich Kraftstoffe
anders als es die Cetanzahl vermuten lässt [50].
12
2 Einführung in Synthetische Kraftstoffe
Der stöchiometrische Luftbedarf ist die Luftmasse die benötigt wird, um eine vollständige
Verbrennung des Kraftstoffes zu gewährleisten. Dieser ist definiert durch:
L st 
mLst
mK
Mit
(2.1)
mLst … Luftmasse bei vollständiger Verbrennung
m K … Kraftstoffmasse
Der stöchiometrische Luftbedarf kann aus den Masseanteilen der im Kraftstoff enthaltenen
chemischen Elemente bestimmt werden. Für einen allgemeinen Brennstoff aus Kohlenwasserstoffen oder Alkoholen mit der Zusammensetzung CxHySqOz ergeben sich dann folgende
Einzelreaktionen mit den Reaktionsprodukten Kohlenstoffdioxid, Wasser und Schwefeldioxid
([19], [52]):
x  C  x  O 2  x  CO 2
(2.2)
y
y
y
 H2   O 2   H2 O
2
4
2
(2.3)
q  S  q  O 2  q  SO 2
(2.4)
Da trotz großer Anzahl komplexer Zwischenreaktionen die Reaktionsprodukte bei einer vollständigen Verbrennung nahezu identisch sind, kann für die Verbrennung eines beliebigen
Kraftstoffs folgende allgemeine Reaktionsgleichung aufgestellt werden ([19], [52]):
y
z
y

C x H y S q O z   x   q  O 2  x  CO 2   H2 O  q  SO 2
4
2
2

(2.5)
Die stöchiometrischen Koeffizienten x, y, q und z können unter Einbeziehung der Molaren
Massen Mi aus den prozentualen Anteilen der im Kraftstoff gebundenen Atome Kohlenstoff
(c), Wasserstoff (h), Schwefel (s) und Sauerstoff (o) abgeleitet werden:
x
MK
c
MC
y
MK
h
MH
q
MK
s
MS
z
MK
o
MO
(2.6)
Unter Berücksichtigung des Massenanteils von Sauerstoff in Luft ξO2, L = 23,2% [6] ergibt sich
der stöchiometrische Luftbedarf zu:
L st 
1
 o2 ,L

m O2 ,st
mK

13
1
 O2 ,L

MO 2 n O2 ,st

MK
nK
(2.7)
2 Einführung in Synthetische Kraftstoffe
Aus Gleichung (2.5) folgt die benötigte Molzahl nO2,st für die vollständige Umsetzung von einem Mol Kraftstoff (nK=1):
n O2 ,st  x 
1
1
y q z
4
2
(2.8)
Damit ist es möglich den stöchiometrischen Luftbedarf direkt aus den Massenanteilen der
jeweiligen im Kraftstoff gebundenen Atome zu berechnen:
L st 
MO2

1  MO2
1 MO2
 
c 
h 
 s  o 
0,232  MC
4 MH
MS

(2.9)
L st 
1
 (2,664  c  7,937  h  0,998  s  o)
0,232
(2.10)
Aus Gleichung wird ersichtlich, dass das H/C-Verhältnis entscheidenden Einfluss auf den
Luftbedarf hat. Je größer der im Kraftstoff gebundene Anteil Wasserstoff, desto mehr Luft
bzw. Sauerstoff wird für die vollständige Umsetzung benötigt. Ist Sauerstoff im Kraftstoff enthalten, ist der Bedarf an Luftsauerstoff naheliegender Weise geringer.
Konventionelle Dieselmotoren werden immer überstöchiometrisch betrieben. Allerdings ist
die Kenntnis der stöchiometrischen Verhältnisse speziell im Hinblick auf die Russemissionen
von entscheidender Bedeutung. Steht zu wenig Sauerstoff zur Verfügung ist eine Nachoxidation des während der Verbrennung gebildeten Russes nicht möglich und der abgasseitige
Russausstoß steigt exponentiell an.
2.3 Gesetzliche Anforderungen
Die in Europa geltenden Anforderungen an die Eigenschaften von Kraftstoffen, die unter der
Handelsbezeichnung „Diesel“ vertrieben werden dürfen, sind in der Norm DIN EN 590 [20]
(deutsche Version) spezifiziert. Darin sind Mindestanforderungen an die Kraftstoffqualität
aufgeführt, die nicht unter bzw. Überschritten werden dürfen ().
Eine Cetanzahl-Untergrenze von 51 soll das Kaltstartverhalten sicherstellen. Weiterhin haben niedrige Cetanzahlen für ein erhöhtes Verbrennungsgeräusch sowie erhöhte teil- und
unverbrannte Emissionen sowie höhere Stickoxidemissionen (bei konventionellen Brennverfahren) zur Folge [50]. Der Cetanindex ist eine alternative Bestimmungsmethode der Zündwilligkeit, die rein rechnerisch auf Basis von empirischen Erhebungen aus Siedeverhalten
und Dichte erfolgt.
14
2 Einführung in Synthetische Kraftstoffe
Die Kraftstoffdichte selbst ist in engen Grenzen festgelegt. Dies liegt in der Ursache begründet, dass aktuelle Serieneinspritzsysteme definierte Volumina zumessen und somit Unterschiede in der Dichte zu unterschiedlichen in den Brennraum eingebrachten Kraftstoffmassen führen würden. Konventionelle Kraftstoffe höherer Dichte haben somit eine höhere Motorleistung aber auch höhere Russemissionen zur Folge. Niedrige Dichte hat die gegensätzlichen Auswirkungen. In der letzten Revision der EN 590 wurde die Obergrenze der Dichte
von 860 auf 845 kg/m3 herabgesetzt um den Russausstoß zu begrenzen [20]. Synthetische
Dieselkraftstoffe auf XtL-Basis unterschreiten üblicherweise die Dichte-Untergrenze, können
diesen Nachteil aber aufgrund des höheren H/C-Verhältnisses und des damit verbundenen
höheren gravimetrischem Heizwert kompensieren [26].
15
2 Einführung in Synthetische Kraftstoffe
Tabelle 2-2: Anforderungen an die Eigenschaften von Dieselkraftstoffen nach EN 590 [20].
Der Polyaromatengehalt ist begrenzt, da dieser für die Russbildung verantwortlich gemacht
wird und die Zündwilligkeit des Dieselkraftstoffes herabsetzt [50].
Die negativen Auswirkungen von im Kraftstoff enthaltenem Schwefel führten ebenfalls zu der
Einführung einer Obergrenze, die bei der letzten Überarbeitung nochmals herabgesetzt wurde. Der im Rohöl in unterschiedlichen Konzentrationen enthaltene Schwefel muss entfernt
werden, um Schwefeldioxidemissionen, erhöhte Partikelemissionen, Motorölversäuerung
16
2 Einführung in Synthetische Kraftstoffe
und Katalysatorschädigungen zu vermeiden. Problematisch ist die Verschlechterung der
Schmierfähigkeit, die auf die ungewollte Entfernung polarer Substanzen bei der Entschwefelung zurückzuführen ist. Diese ist in der dieselmotorischen Anwendung von hoher Bedeutung, da speziell Komponenten des Einspritzsystems moderner Motoren einen hohen
Schmierbedarf haben und dieser durch den Kraftstoff sichergestellt werden muss. Daher
muss durch entsprechende, die Schmierfähigkeit verbessernde Additive Rechnung getragen
werden.
Der Flammpunkt ist in erster Linie eine sicherheitsrelevante Größe. Es handelt sich um die
Angabe der niedrigsten Temperatur bei Umgebungsdruck, bei der in einem geschlossenen
Gefäß ein durch Fremdzündung entflammbares Gasgemisch entstehen kann. Er hat keine
Aussagekraft für die motorische Anwendung. Allerdings begrenzt er den Gehalt an leicht
flüchtigen Komponenten, was eine Normung des Siedebeginns überflüssig macht [50]. Dies
ist im Besonderen bei der Verwendung von kurzkettigen Alkoholen als Kraftstoffkomponente
kritisch zu beurteilen, da diese den Flammpunkt schon in geringer Konzentration signifikant
herabsetzen [11].
Die genormten Kriterien Koksrückstand, Aschegehalt, Gesamtverschmutzung und Wassergehalt können unter dem Begriff Reinheit zusammengefasst werden. Durch die Begrenzung
der maximalen Verunreinigung sollen hauptsächlich die Fließfähigkeit und die Vermeidung
von Verbrennungsnebenprodukten sichergestellt werden [21].
Die Korrosionswirkung auf Kupfer ist insofern problematisch, dass gelöstes Kupfer katalytisch aktiv ist und zur Bildung hochmolekularer Verunreinigungen im Kraftstoff führt. Zur Begrenzung der Korrosivität müssen ebenfalls entsprechende Additive eingesetzt werden [51].
Die Oxidationsstabilität ist im Hinblick auf die Langzeitlagerung von Interesse. Die Oxidation
und Polymerisation findet vorzugsweise an ungesättigen Kraftstoffmolekülen (z.B. Olefinen)
statt und kann zur Filterverstopfung führen. Durch geeignete Antioxidantien ist dem entgegenzuwirken.
Bezüglich von Viskositätsunterschieden sei auf den vorangegangen Abschnitt (2.2) „Physikalisch-chemische Eigenschaften“ hingewiesen.
Weiterhin wird das Siedeende bzw. die Temperatur bei der 95% des Kraftstoffs verdampft
ist, begrenzt. Liegt das Siedende bei hohen Temperaturen, kann dies aufgrund schlechter
Gemischaufbereitung zu erhöhter Russbildung und Düsenverkokung durch Ablagerungsbildung (chemische Zersetzung schwerflüchtiger Kraftstoffkomponenten an der Düsenkuppe)
führen [21].
Aktuell ist der maximal zulässige Biodieselanteil (Fettsäure-Methylester) auf 5 vol.-% begrenzt.
17
2 Einführung in Synthetische Kraftstoffe
Des Weiteren gibt es klimatisch abhängige Anforderungen, die in Abhängigkeit der Jahreszeit die Tiefstemperatur spezifizieren, bei der eine Filtrierbarkeit des Kraftstoffs noch gegeben ist (CFPP – Cold Filter Plugging Point) [20]. Hier ist vor allem die Klasse der Paraffine
als problematisch zu sehen, da bereits bei geringen Minusgraden Paraffinkristalle ausfallen
können, die die Fließfähigkeit des Kraftstoffs behindern. Wax-Anti-Settling Additive werden
eingesetzt um diesem Problem zu begegnen.
2.4 Syntheseprozesse
Als Alternative zu erdölbasierten Kraftstoffe sind synthetische Kraftstoffe seit einiger Zeit Gegenstand des Interesses. Vor dem Hintergrund der Versorgungssicherheit, der Debatte um
die Reduzierung von Treibhausgasen und der Forderung nach Schadstoffminderungen können Kraftstoffe auf synthetischer Basis einen Beitrag leisten, diesen Anforderungen zu begegnen. In der vorliegenden Arbeit liegt der Fokus auf dieselähnlichen Kraftstoffen die auf
der Fischer-Tropsch Synthese basieren. Für die Herstellung dieser kann auf ein breites
Spektrum an Rohstoffen zurückgegriffen werden, da nahezu jeder Kohlenwasserstoffträger
zumindest theoretisch in Betracht kommt. Neben fossilen Energieträgern wie Kohle (Coal-toLiquid – CTL) und Erdgas (Gas-to-Liquid – GTL) ist vergaste Biomasse (Biomass-to-Liquid –
BTL) ein vielversprechender Ausgangstoff, da neben dem, unabhängig vom Ausgangsmaterial herstellbaren, hochwertigen Produkt auch die Kohlendioxidbilanz signifikant verbessert
werden kann. Weiterhin bietet die Fischer-Tropsch Synthese die Möglichkeit, die für die motorische Verbrennung relevanten chemischen und physikalischen Eigenschaften gezielt zu
beeinflussen und somit einen maßgeschneiderten Kraftstoff zu erzeugen [22].
Ausgangsprodukt der Synthese ist das Synthesegas, eine Mischung aus Kohlenmonoxid und
Wasserstoff. Die Synthesegaserzeugung erfolgt prinzipiell durch partielle Oxidation, also
durch Einbringung von Sauerstoff und durch Dampfreformierung mit Hilfe von Wasserdampf
der gasförmigen Edukte nach folgenden Reaktionsgleichungen.
CnHm 
n
m
 O 2  n  CO   H2
2
2
(exotherm)
m

CnHm  n  H2 O  n  CO   n    H2 (endotherm)
2

(2.11)
(2.12)
Die Erzeugung kann im Fall von Erdgas und der Pyrolyse von Biomasse autotherm erfolgen,
d.h. die erforderliche Energie wird aus dem Prozess selbst oder einem anderen Prozessschritt rekuperiert. Im Fall von Kohle ist die vorgeschaltete Vergasung stark endotherm und
fordert einen hohen Energieaufwand, der sich in einer schlechten CO2-Bilanz niederschlägt
[1].
18
2 Einführung in Synthetische Kraftstoffe
Kohle
Erdgas
Reaktor
Biomasse
Sauerstoff /
Wasserdampf
Synthesegas
Fischer-Tropsch
-Synthese
Upgrading /
Veredelung
Flüssige Kohlenwasserstoffe,
Alkohole, Propan, Butan, Sonstige
Abbildung 2-20: Schematisches Prinzip der Kraftstoffsynthese.
Am Beispiel des von der Firma Choren patentierten CarboV-Verfahrens (Abbildung 2-21) soll
nun die Synthesegaserzeugung aus Biomasse kurz zusammengefasst werden [5], während
für eine Erläuterung der Verfahren auf Kohle- oder Erdgasbasis auf [23] verwiesen wird.
-
Die klein gehäckselten Holzabfälle werden einem Niederdruckvergaser zugeführt,
der die Biomasse bei 400-500°C und 4 bar Druck in teerhaltiges Schwelgas (Kohlenwasserstoffe) und Biokoks(Kohlenstoff) spaltet.
-
Unter Zugabe von Sauerstoff und Wasserdampf wird das Schwelgas in die Brennkammer geleitet und dort teiloxidiert. Oberhalb des Ascheschmelzpunktes (1400°C)
wird das Gas vorwiegend in H2 und CO umgewandelt. Die hohen Temperaturen
werden durch die dominant stattfindende exotherme Sauerstoffreaktion erreicht.
-
Im nächsten Arbeitsschritt wird dem heißen Gasgemisch der zu Brennstaub zermahlene Biokoks zugeführt. Unter endothermer Reaktion mit Wasserdampf und
dem Restsauerstoff wird das Gasgemisch auf 800°C abgekühlt und in ein heizwertreiches Rohgas umgewandelt. Die Restwärme wird an einem Wärmetauscher abgegeben und zur Strom- und Wasserdampferzeugung verwendet.
-
Das Rohgas wird in weiteren Prozessschritten vom unverbranntem Biokoks befreit,
der in den Kreislauf rückgeführt wird. Nach einem mehrstufigen Waschvorgang, der
das Gas von Schwefel und anderen Schadstoffen befreit, kann das aufbereitete
Synthesegas im Fischer-Tropsch-Verfahren zu Diesel und anderen flüssigen Kohlenwasserstoffen umgewandelt werden.
19
2 Einführung in Synthetische Kraftstoffe
Wärmetauscher
Niederdruck
Vergaser
FT-Synthese
Gaswäscher
Entstauber
Brennkammer
Abbildung 2-21: Synthesegaserzeugung nach dem CarboV-Verfahren der Firma Choren [5].
Aktuell finden bei der Kraftstoffsynthetisierung mittels des Fischer-Tropsch-Prozesses
zwei verschiedene Synthesevarianten Anwendung: Der Hochtemperaturprozess (HTFT =
High Temperature Fischer-Tropsch) findet bei einer Temperatur von 300-350°C statt und
basiert auf einem Eisenkatalysator. Dabei werden hauptsächlich Benzin und kurzkettige Olefine hergestellt. Der Niedrigtemperaturprozess (LTFT = Low Temperature Fischer-Tropsch),
der bei Temperaturen von 200-240°C stattfindet, wird zur Produktion von Diesel und
langkettigen Paraffinen (Wachsen) verwendet und kann sowohl mit Eisen-, als auch mit
Cobaltkatalysatoren betrieben werden [22]. Der grundlegende Reaktionsschritt ist die katalytische Hydrierung des Kohlenmonoxids mit Wasserstoff zu „CH2-Bausteinen“ und Wasser
unter Drücken von 20 bis 80 bar [3].
n  CO  n  H2   CH2  n  n  H2 0
(2.13)
Die Methylengruppe (CH2) stellt dabei ein Kettenglied des wachsenden Kohlenwasserstoffmoleküls dar. Daneben tritt vor allem bei der Verwendung von Eisen-Katalysatoren die sogenannte Wassergas-Shift Reaktion (WGS) auf. Dabei reagiert der gebildete Wasserdampf
mit nicht verbrauchtem Kohlenmonoxid unter der Bildung von Wasserstoff.
CO  H2 O  CO 2  H2
(2.14)
Die WGS Reaktion geht einen temperaturabhängigen Gleichgewichtszustand ein, der sich
auf die benötigte Zusammensetzung der Edukte, also dem Verhältnis von Wasserstoff zu
Kohlenmonoxid auswirkt. Als unerwünschte Nebenreaktion findet die Bildung von Methan
statt, die aber durch eine geeignete Kombination aus Katalysator und Reaktionsbedingungen, also Druck und Temperatur, minimiert werden kann.
CO  3H2  CH4  H2O
20
(2.15)
2 Einführung in Synthetische Kraftstoffe
Der Prozess des Kettenwachstums und der Abbruchs der Kettenbildung können in Anlehnung an [22] wie folgt illustriert werden (Abbildung 2-22). Die in der Hauptreaktion gebildete
Methylengruppe wird entweder schrittweise verlängert (Oligomerisation) oder sie verlässt die
Katalysatoroberfläche durch Aufnahme oder Abgabe eines Wasserstoffmoleküls als Paraffin
(rechte Seite) bzw. Olefin (linke Seite).
Abbildung 2-22: Kettenwachstum bei der Fischer-Tropsch-Synthese [22].
Die Olefinbildung ist hierbei zwar die dominante Reaktion, die gebildeten Moleküle können
aber am Katalysator re-adsorbieren und in einer Folgereaktion zu Paraffin hydrieren oder
den Ausgangspunkt einer neuen Kette darstellen. Diese Folgereaktionen sind mit steigender
Kettenlänge stärker ausgeprägt. Das bedeutet anschaulich, dass je langkettiger die gebildeten Moleküle sind, desto weniger Olefine finden sich im Endprodukt. In geringen Mengen
werden auch sauerstoffhaltige Verbindungen (Alkohole) gebildet.
Die Kettenwachstumswahrscheinlichkeit (α - Abbildung 2-23) wird über den ganzen Prozess
hinweg als konstant angesehen. Sie ist entscheidend für die Gesamtproduktverteilung (bei
hohen Wahrscheinlichkeiten entstehen langkettige Produkte) und stark von der Katalysatorwahl und den Prozessbedingungen abhängig.
21
2 Einführung in Synthetische Kraftstoffe
Abbildung 2-23: Produktanteile in Abhängigkeit der Wachstumswahrscheinlichkeit α [24].
Unabhängig von den Reaktionsbedingungen erhält man bei der Fischer-Tropsch-Synthese
immer ein breit gefächertes Molekülspektrum (Paraffine, Olefine, Alkohole, Methan und
sonstige). Die Haupteinflussfaktoren dabei sind Temperatur, Druck, das Synthesegasverhältnis H2/CO und die Wahl des Katalysators. Beispielhaft ist in Abbildung 2-24 ein Vergleich
der Anteile der gebildeten Kettenlängen in Abhängigkeit der Katalysatorwahl dargestellt. Anhand dieses Vergleichs wird Tendenz zu kurzkettigeren Molekülen bei der Verwendung von
Fe-catalyst at 280°C
Co-catalyst at 240°C
Massfraction [%(m/m)]
Massfraction [%(m/m)]
Eisen-Katalysatoren und höheren Temperaturen deutlich.
Number of C-atoms [-]
Number of C-atoms [-]
Abbildung 2-24: Massenanteile an verschieden langen Molekülketten bei Eisen- und KobaltKatalysatoren [25].
Der Einfluss auf die Kettenwachstumswahrscheinlichkeit der weiteren, oben genannten Prozessparameter ist in Anlehnung an [22] in Tabelle 2-3 zusammengefasst.
22
2 Einführung in Synthetische Kraftstoffe
Temperatur
Prozessdruck
Partialdruck CO
Partialdruck H2
Synthesegasverhältnis H2/CO
Fe-Katalysator
Co-Katalysator
Kettenwachstumswahrscheinlichkeit
+
+
+
+
Tabelle 2-3: Einfluss der FT-Prozessparameter auf das Kettenwachstum.
Die größte Ausbeute an Dieselkraftstoff erhält man nun im LTFT-Verfahren mit dem Ziel der
maximalen Wachsbildung, also der Produktion möglichst langkettiger Moleküle. Bei maximal
erreichbarer Kettenwachstumswahrscheinlichkeit erhält man etwa 20% direkt verwendbaren
Dieselkraftstoff und ca. 45-50% Schweröl und Wachse. Durch „mildes Hydrocracken“, einem
Verfahren zur Spaltung langkettiger Kohlenwasserstoffe bei hohem Druck und hoher Temperatur in Katalysatoranwesenheit, werden diese zu hochwertigem Dieselkraftstoff umgewandelt. Der restliche Prozessausstoß entfällt auf leichtere Fraktionen wie Naphta (ca. 15 %)
und sauerstoffhaltige Verbindungen wie etwa langkettige Alkohole (ca. 2 %) [22].
Durch nachfolgende konventionelle Raffinerieprozesse wie der Isomerisierung (Erzeugung
von Verzweigungen) kann die Struktur der Fischer-Tropsch Kraftstoffe weitergehend beeinflusst werden.
2.5 Einfluss synthetischer Kraftstoffe auf das motorische Verhalten
Im Rahmen einer umfangreichen Studie durch das „National Renewable Energy Laboratory
(NRE - USA)“ wurden 2003 Fischer-Tropsch Kraftstoffe, zu welchen Veröffentlichungen existierten, bezüglich ihrer Eigenschaften und den Auswirkungen auf das motorische Verhalten
verglichen [26]. Berücksichtigt wurden sowohl reine synthetische Kraftstoffe als auch Mischungen mit konventionellem Kraftstoff in unterschiedlichen Verhältnissen, deren Herstellung zumeist auf Erdgas basierte. Die Studie beinhaltet Kraftstoffe aller Firmen (Sasol,
PetroSA, Exxon Mobil, Shell, Moosgas, Syntroleum) die aktuell in der großtechnischen Herstellung von Fischer-Tropsch Kraftstoffen tätig sind.
Danach lassen sich Fischer-Tropsch Produkte grundlegend in zwei Gruppen untergliedern:
Nahezu Aromaten-freie Kraftstoffe mit sehr hoher Cetanzahl (>74), die üblicherweise über
den Pfad der LTFT-Synthese erzeugt wurden und Kraftstoffe mit niedrigem Aromaten Gehalt
(≤15%) und moderater Cetanzahl (~60) deren Herstellung zumeist im HTFT-Verfahren erfolgte. Letztgenannte Gruppe stellt dabei eher eine Ausnahme dar, da gerade die hohe
Zündwilligkeit und der minimale Aromatengehalt für die günstigen Auswirkungen auf das
Emissionsverhalten von synthetischen Kraftstoffen in einer Vielzahl von Publikationen genannt werden ([26], [27], [28], [29], u.v.a.).
23
2 Einführung in Synthetische Kraftstoffe
Unabhängig des Herstellers des jeweiligen synthetischen Kraftstoffs konnten unter verschiedensten Betriebsbedingungen sowohl mit PKW- als auch mit NKW-Motoren verschiedenster
Emissionszertifizierungsklassen signifikante Vorteile bezüglich der Schadstoffemissionen
dokumentiert werden. Während die hohe Zündwilligkeit von FT-Kraftstoffen für stark verminderte
teil-
und
unverbrannte
Emissionen
verantwortlich
gemacht
wird,
wird
das
Partikelreduktionspotenzial laut [26] zumeist durch den geringen Aromatenanteil begründet.
Für detailliertere Dokumentationen der Untersuchungsbedingungen und der Ergebnisse sei
an dieser Stelle auf die in [26] angeführten Quellen verwiesen.
Exemplarisch sollen hier die Ergebnisse einer aktuellen Publikation gezeigt werden, die in
gutem Einklang mit den in [26] zusammengefassten Ergebnissen steht. Hermann et al. zeigten ein hohes Reduktionspotenzial bezüglich teil- und unverbrannter Emissionen und signifikante Russminderungen eines weder in Soft- noch Hardware angepassten PKWs bei Betrieb
mit reinem GtL-Kraftstoff bzw. eines Gemischs aus EU-Diesel und GtL im NEFZ [29]. Die
Nachteile die sich bezüglich des volumetrischen Kraftstoffverbrauchs ergaben, sind in der
geringeren Dichte von typischen FT-Kraftstoffen begründet (Abbildung 2-25).
Abbildung 2-25: Emissionsreduktionspotenzial durch Verwendung von GtL in einem weder
soft- noch hardwareseitig angepasstem PKW [29].
Die in Abbildung 2-25 gezeigten Vorteile verdeutlichen die Verwendbarkeit von FTKraftstoffen in Fahrzeugen ohne der Notwendigkeit von Anpassungen und der Anwendbarkeit als Beimischkomponente zu konventionellen Dieselkraftstoffen. Dies würde einen kurzfristigen und flächendeckenden Einsatz synthetischer Kraftstoffe gewährleisten um so bereits
in naher Zukunft die positiven Eigenschaften von FT-Kraftstoffen zumindest teilweise nutzbar
machen.
Durch eine softwareseitige Anpassung kann weiteres Potenzial von FT-Kraftstoffen ausgeschöpft werden, wie Abbildung 2-26 aufzeigt. Durch die hohe Zündwilligkeit ergibt sich eine
24
2 Einführung in Synthetische Kraftstoffe
erhöhte AGR-Toleranz und somit das Potenzial auch Stickoxidemissionen über das mit konventionellen Kraftstoffen mögliche Maß zu reduzieren.
Abbildung 2-26: Emissionsreduktionspotenzial durch Verwendung von GtL bei einem softwareseitig angepasstem PKW [29].
Wird gleichfalls die Motorhardware an GtL-Kraftstoff angepasst, ist es möglich dessen Eigenschaften vollständig zu nützen. So sind weitere signifikante Vorteile im Russ-NOXTradeoff bei höherer Teillast (Abbildung 2-27 - links) und im HC-NOX-Tradeoff bei niedriger
Teillast (Abbildung 2-27 - rechts) durch Absenkung des Verdichtungsverhältnisses und Optimierung der Einspritzstrategie ersichtlich.
„HC-relevanter“ Betriebspunkt (niedrige TL)
„Russ-relevanter“ Betriebspunkt (höhere TL)
Abbildung 2-27: Emissionsreduktionspotenzial durch Verwendung von GtL bei einem soft- und
hardwareseitig angepasstem PKW [29].
Dazu wäre nun aber ein dedizierter Betrieb mit GtL-Kraftstoff erforderlich, da die Verwendung von konventionellem Kraftstoff in einem, für GtL-Betrieb ausgelegtem Fahrzeug gravierende Nachteile mit sich brächte. Der Grund hierfür ist im unterschiedlichen Zünd- und
Brennverhalten zu sehen, wie in Abbildung 2-28 dargestellt ist. Bei gleichem Verdichtungsverhältnis und unveränderter Einspritzstrategie führt die Verwendung von GtL im gezeigten
25
2 Einführung in Synthetische Kraftstoffe
Betriebspunkt zu kürzeren Zündverzügen und damit verbundenen höheren Spitzendrücken,
die im Umfeld der Stickoxidminimierung kontraproduktiv sind. Aus der besseren Zündqualität
folgt aber die Möglichkeit das Verdichtungsverhältnis zu reduzieren, ohne eine Beeinträchtigung des Kaltstartverhaltens befürchten zu müssen. Dies führt zu einer deutlichen Absenkung des Spitzendrucks und damit zu einer signifikanten Verringerung der Stickoxidemissionen. Weiterhin ist es bezüglich der Einspritzstrategie möglich auf die zweite Voreinspritzung
zu verzichten und damit die Partikelemissionen nochmals zu verringern.
Abbildung 2-28: Vergleich des Brennverhaltens von konventionellem Kraftstoff und GtL bei
unveränderter Hard- und Software (links) und für GtL optimiere Auslegung (rechts) [29].
In Summe ermöglichten die oben gezeigten Veränderungen und der Einsatz von GtL die
Erfüllung der stringenten Euro-V Grenze für Stickoxidemissionen ohne den Einsatz einer
Stickoxid-bezogenen Abgasnachbehandlung.
Wie zu Anfang dieses Abschnitts beschrieben, basieren die in der Literatur beschriebenen
motorischen Ergebnisse auf einer engen Spezifikation von Fischer-Tropsch Kraftstoffen, die
sich vornehmlich durch hohe Cetanzahlen und geringen Aromatengehalt auszeichnet. Da
aber Syntheseprozesse die gezielte Beeinflussung der Reaktionsprodukte erlauben stellt
sich die Frage inwieweit veränderte chemische und physikalische Kraftstoffeigenschaften,
das hier gezeigte Brenn- und Emissionsverhalten noch weiter verbessern können. Dies stellt
die Fragestellung der vorliegenden Arbeit dar.
26
3 Untersuchte Kraftstoffe
3
Untersuchte Kraftstoffe
In Abstimmung mit dem projektbegleitenden FVV-Arbeitskreis wurde eine Kraftstoffmatrix,
bestehend aus sieben synthetischen Kraftstoffen sowie einem Referenz-Dieselkraftstoff
(nach EN590, Schwefelgehalt < 10ppm, Biodieselfrei) definiert. Basierend auf einem Kraftstoff mit Fischer-Tropsch typischem, hohem Paraffin Anteil [27], [28] wurden sechs weitere
Kraftstoffderivate durch Zumischung abgeleitet. Diese sechs Kraftstoffvarianten sind durch
Bestandteile gekennzeichnet, die in Abhängigkeit der Prozessführung der Synthese (Reaktor-, Katalysatorwahl, Druck und Temperatur) und der Nachbehandlung und Reformierung
[22] bevorzugt gebildet werden können. Die Merkmal prägenden Komponenten sind
Naphtene, iso-Paraffine, Olefine, mono-Aromate und langkettige-Alkohole die zu jeweils 20
vol.-% zugemischt wurden. Weiterhin wurde ein Kraftstoff mit niedrigerem Siedebeginn erzeugt, welcher durch einen höheren Anteil kurzkettiger n- und iso-Paraffine erzielt wurde.
Alle zu untersuchenden Kraftstoffe wurden vom Institut Francaise du Petrole (IFP) hergestellt
und analysiert.
3.1 Gaschromatographische Analysen
Die im Fischer-Tropsch-Basiskraftstoff (FT-Base - Abbildung 3-1) enthaltenen Kohlenwasserstoffe haben die Kettenlängen C10 bis C23. Die Art der Struktur ist hauptsächlich paraffinisch, wobei summarisch ca. 48% (Massenprozent) auf n- und ca. 37% auf iso-Paraffine
entfallen. Naphtene sind zu rund 13%, mono-Aromaten zu etwa 2% enthalten. Der Anteil an
Di-Aromaten, dem unterster Vertreter der polyzyklischen Aromaten, wurde mit <0,1% ermittelt.
n-paraffins
14
Massenprozent [%(m/m)]
FT-Base
i-paraffins
12
mo no -naphtens
di-naphtens
10
tri-naphtens
8
mo no -aro matics
6
di-aro matics
naphteno -mo no -aro matics
4
2
0
C6
C8
C10
C12
C14
C16
C18
C20
C22
Abbildung 3-1: Gaschromatogramm des FT-Basiskraftstoffs (FT-Base).
Durch Zumischung von 20 vol.-% iso-Paraffinen wurde der Kraftstoff FT-iPar (Abbildung 3-2)
definiert. Die Kettenlänge der zugemischten iso-Paraffine war im Bereich von 10 bis 14 Koh-
27
3 Untersuchte Kraftstoffe
lenstoffatomen pro Molekül angesiedelt. Folglich ist der Massenanteil an n-Paraffinen hier
mit etwa 38% zu beziffern. Der iso-Paraffinanteil des Kraftstoffs FT-iPar beträgt ca. 50%.
14
n-paraffins
Massenprozent [%(m/m)]
FT-iPar
i-paraffins
12
mo no -naphtens
di-naphtens
10
tri-naphtens
8
mo no -aro matics
naphteno -mo no -aro matics
6
di-aro matics
4
2
0
C6
C8
C10
C12
C14
C16
C18
C20
C22
Abbildung 3-2: Gaschromatogramm des Kraftstoffs FT-iPar.
Zur Erzeugung des Kraftstoffs FT-Olef wurde der FT-Basiskraftstoff mit einem olefinischen
Bestand der Kettenlängen C12 (~23%), C14 (~34%), C16 (~17%) und C18 (~26%) vermengt. Dadurch wurde der Summenanteil der Paraffine ausgehend von etwa 85% beim FTBasiskraftstoff auf ca. 68% verringert, wobei das Verhältnis von n- zu iso-Paraffinen konstant
blieb.
n-paraffins
14
Massenprozent [%(m/m)]
FT-Olef
i-paraffins
12
mo no -naphtens
di-naphtens
10
tri-naphtens
8
mo no -aro matics
6
di-aro matics
naphteno -mo no -aro matics
o léfins
4
2
0
C6
C8
C10
C12
C14
C16
C18
C20
C22
Abbildung 3-3: Gaschromatogramm des Kraftstoffs FT-Olef.
Der gewünschte niedrigere Siedebeginn des Kraftstoffs FT-lIBP (Abbildung 3-4) wurde durch
die Zumischung von kurzkettigeren n- und iso-Paraffinen dargestellt. So enthält dieser Kraftstoff einen signifikanten Massenanteil an Paraffinen im Bereich C6-C9. Durch diese Komponenten wurde ein Siedebeginn bei 134°C gegenüber den 188°C des FT-Basiskraftstoffs realisiert (vergleiche Tabelle 3-1). Weiterhin ist dadurch ein von 85 auf 87% gesteigerter summarischer Paraffinanteil festgestellt worden.
28
3 Untersuchte Kraftstoffe
n-paraffins
14
mass percentage [%(m/m)]
FT-lIBP
i-paraffins
12
mo no -naphtens
di-naphtens
10
tri-naphtens
8
mo no -aro matics
6
di-aro matics
naphteno -mo no -aro matics
4
2
0
C6
C8
C10
C12
C14
C16
C18
C20
C22
Abbildung 3-4: Gaschromatogramm des Kraftstoffs FT-lIBP.
Durch Zumischung von 20 vol.-% Mono-Aromaten wurde der Kraftstoff FT-Arom (Abbildung
3-5) hergestellt. Die C-Atom-Anzahlen von C9-C11 deuteten darauf hin, dass es sich um
niedriger verzweigte Aromaten handelt als dies zu geringen Anteilen im Basiskraftstoff zu
finden sind. Der aufsummierte Massenanteil an Mono-Aromaten beträgt hier ca. 22%, während der verbliebene Paraffinanteil im Fall des Kraftstoffs FT-Arom auf 67,5% reduziert wurde.
n-paraffins
14
Massenprozent [%(m/m)]
FT-Arom
i-paraffins
12
mo no -naphtens
di-naphtens
10
tri-naphtens
8
mo no -aro matics
6
di-aro matics
naphteno -mo no -aro matics
4
2
0
C6
C8
C10
C12
C14
C16
C18
C20
C22
Abbildung 3-5: Gaschromatogramm des Kraftstoffs FT-Arom.
Zur Erzeugung eines sauerstoffhaltigen Kraftstoffs wurden dem Basiskraftstoff Octanol,
Decanol und Dodecanol beigemengt. Diesem wurde die Kurzbezeichnung FT-Alc (Abbildung
3-6) zugewiesen. Aus den im Rahmen der ersten Arbeitskreissitzungen definierten Anforderungen an die zu untersuchenden Kraftstoffe folgte eine gewünschte Obergrenze des Sauerstoffgehalts von 2%. Der erzielte Sauerstoffgehalt von 1,8% wurde durch ein Massenanteil
von 16,6% der oben genannten langkettigen Alkohole erzielt.
29
3 Untersuchte Kraftstoffe
n-paraffins
14
Massenprozent [%(m/m)]
FT-Alc
i-paraffins
12
mo no -naphtens
di-naphtens
10
tri-naphtens
8
mo no -aro matics
6
di-aro matics
naphteno -mo no -aro matics
alco o ls
4
2
0
C6
C8
C10
C12
C14
C16
C18
C20
C22
Abbildung 3-6: Gaschromatogramm des Kraftstoffs FT-Alc.
Aufgrund
starker
Molekülwechselwirkungen
zwischen
Molekülen
war
eine
gaschromatographische Analyse des Kraftstoffs FT-Naph laut IFP nicht möglich. Die in Abbildung 3-7 gezeigten Massenanteile beruhen deshalb auf Ergebnissen von stattdessen
durchgeführter massenspektroskopischer Untersuchungen. Da der naphtenische Bestand,
der dem Basiskraftstoff ebenfalls zu 20 vol.-% zugemischt wurde, neben 84% Naphtenen
auch 10,5% Mono-Aromaten, 1% Poly-Aromaten und rund 4,5% Paraffine enthielt, erhöhten
sich entsprechende Anteile des untersuchenden Kraftstoffs im Verhältnis.
FT-B ase
Massenprozent [%(m/m)]
FT-Base vs. FT-Naph*
100
naphtenic basesto ck
FT-Naph
80
60
40
20
0
Paraffins
Naphtens
Monoaromatics
Polyaromatics
*) 2D-gaschromatographische Analyse laut IFP nicht möglich
Abbildung 3-7: Gegenüberstellung des FT-Basiskraftstoffs und des Kraftstoffs mit erhöhtem
Naphtenanteil (FT-Naph).
Der zum Vergleich herangezogene Referenzkraftstoff entspricht den CEC-Anforderungen an
einen Zertifizierungskraftstoff und findet üblicherweise in der Zertifizierung neu zugelassener
Fahrzeuge (PKW-Bereich) bzw. Motoren (NKW-Bereich) Anwendung.
30
3 Untersuchte Kraftstoffe
3.2 Zusammenfassung der Eigenschaften
Aus den in Abschnitt 3.1 dargestellten unterschiedlichen Kraftstoffzusammensetzungen ergeben sich verschiedene, für die motorische Anwendung relevante Eigenschaften, die in
Tabelle 3-1 zusammengefasst sind. Die Analysen wurden ebenso vom IFP durchgeführt und
zur Verfügung gestellt. Da die für den FT-Basiskraftstoff erhaltene Cetanzahl von 60,8 im
weiteren Umfeld der Kraftstoffe aufgrund der chemischen Zusammensetzung und erster motorischer Ergebnisse unplausibel erschien, wurden für diesen Kraftstoff und den Referenzkraftstoff Nachmessungen durch die Firma SGS Speyer beauftragt. Während im Fall des
Referenzkraftstoffs das Ergebnis dem des IFP entsprach, war bezüglich des FTBasiskraftstoffs eine gravierende Abweichung festzustellen. Da aber die von SGS gemessene Cetanzahl von 72,2 die Erwartungen aus der chemischen Zusammensetzung und den
motorischen Ergebnissen näher kam, wird diese im Folgenden verwendet.
B le nd N a m e
Ref fuel
CEC
RF06-03
FT1
180-310
FT1+ 20%v
naphtens
FT1+ 20%v FT1+ 20%v
iso -paraffins o léfins
FT2
130-310
FT1+ 20%v
mo no aro matics
FT1+ 20%
heavy
alco ho ls
Abbreviation
RDF
FT-Base
FT-Naph
FT-iPar
FT-Olef
FT-lIBP
FT-Arom
FT-Alc
Ref Nr
7774
8000
7780
7749
7750
7755
7765
7766
Cetane number (-)
53
72.2*
62.7
63.5
66.7
62.4
57.9
62.1
Density (15°C) (kg/ m3)
834.4
788.1
804.6
789.7
786.7
772.1
807
797.7
Sulfur content (mg/kg)
6
17
31
19
22
22
21
20
Flash point (°C)
65
89
92
87
93
39
73
89
370
334
377
309
342
331
337
424
Kin. viscosity (40°C) (mm2/ s)
2.711
2.354
2.501
2.244
2.261
1.654
1.758
2.817
Calorific value, low er (J/ g)
HFRR (lubricity) 60°C (µm)
42900
44061
43730
44093
43841
43853
42905
42778
Carbon content (%(m/ m))
86.4
85.2
85.35
84.85
85.23
84.86
86.11
83.29
Hydrogen content (%(m/ m))
13.5
15
14.83
15.24
14.91
15.2
13.99
14.9
Oxygen content (%(m/m))
< 0.5
1.80
< 0.5
< 0.5
< 0.5
< 0.5
< 0.5
< 0.5
< 0.5
<1
<1
<1
<1
<1
<1
1.862
2.098
2.071
2.140
2.085
2.134
1.936
2.132
14.540
14.915
14.874
14.957
14.888
14.944
14.674
14.584
193.2
Nitrogen content (mg/ kg)
H/C
O/C
A/F-Ratio
0.016
D is t illa t io n
IBP (°C)
163
188.4
189.3
173
194.4
134
185.6
5%(V/ V) rec. at (°C)
187
211.1
215.2
192.3
215.4
140
187
213
10%(V/ V) rec. at (°C)
198
215.5
222.8
196.9
219.4
159.2
189.4
217
20%(V/ V) rec. at (°C)
219
225.7
232.2
200.8
230
182
196.8
228.4
30%(V/ V) rec. at (°C)
240
236.4
243.8
231.9
239.4
203.8
209
238.8
40%(V/ V) rec. at (°C)
263
247.5
253.8
238.5
248.6
221.8
222.4
248.2
50%(V/ V) rec. at (°C)
279
257.3
262.2
251.6
258
236.2
236.4
256.8
60%(V/ V) rec. at (°C)
298
265.8
270.8
264.8
267.6
250.4
251
264.4
70%(V/ V) rec. at (°C)
311
273.7
279.4
279.7
277.2
264.4
265
271.8
80%(V/ V) rec. at (°C)
322
281.9
287.4
295
286.2
277
277.6
280.2
90%(V/ V) rec. at (°C)
334
291.3
297
310
294.4
289.2
289.4
291.2
95%(V/ V) rec. at (°C)
346
297.6
303.8
318.5
298.4
297.6
297.6
298.8
FBP (°C)
355
303
314
337.1
305.6
306.6
306.6
306.7
%(V/ V) rec. at 250°C
34.2
42.5
35.7
53.1
41.6
59.7
59.4
42.1
%(V/ V) rec. at 350°C
96
> 98
> 98
> 99
> 98
> 98
>98
n.B.
*) aus Nachmessung durch SGS Speyer
Tabelle 3-1: Zusammenfassung grundlegender Kraftstoffeigenschaften.
31
3 Untersuchte Kraftstoffe
Erwartungsgemäß liegt die Zündwilligkeit aller FT-Kraftstoffe über der des Referenzkraftstoffs. Mit einer Cetanzahl von 72,2 markiert der Basiskraftstoff (FT-Base) aufgrund des
höchsten Anteils langkettiger n- und iso-Paraffine das obere Ende des Cetanzahlbereichs.
Die grundsätzlich niedrigere Zündwilligkeit olefinischer Strukturen wird durch die Kettenlänge
(C12 – C18) der zugemischten Olefine teilweise kompensiert, so dass die resultierende
Cetanzahl relativ hoch ausfällt. Die Kraftstoffe mit gesteigerten Anteilen an Naphtenen, isoParaffinen und kurzkettigeren Paraffinen sowie Anteilen langkettiger Alkohole liegen in einem
sehr engen Cetanzahlbereich von ~63. Durch die Zumischung von Aromaten wurde die
Zündwilligkeit der synthetischen Kraftstoffe aufgrund der hohen Oxidationsstabilität aromatischer Strukturen am stärksten verringert.
Das im Allgemeinen, im Vergleich zum Referenzkraftstoff, höhere Heizwertniveau der synthetischen Kraftstoffe ist wiederum auf höhere paraffinische Anteile zurückzuführen. Durch
Zumischung von Aromaten oder langkettigen Alkoholen resultiert ein niedrigeres Heizwertniveau, das dem des Referenzkraftstoffs entspricht.
Keiner der hier analysierten synthetischen Kraftstoffe erfüllt die Mindestanforderung der
EN590 bezüglich der Dichte (820 ≤ ρ (bei 15°C) ≤ 845 kg/m3), was eine typische Eigenschaft
von Fischer-Tropsch-Kraftstoffen darstellt. Ursächlich hierfür ist der niedrigere Anteil ringförmiger Kohlenwasserstoffe, was durch die im Vergleich höchsten Dichten der Kraftstoffe FTNaph mit höherem Naphtengehalt und FT-Arom mit einem höheren Anteil an Aromaten verdeutlicht wird. Aus dem oben beschriebenen, größtenteils höheren Niveau des Heizwerts
folgen volumetrische Gemischheizwerte der synthetischen Kraftstoffe, die im Bereich von 25% unter denen des Referenzkraftstoffs liegen.
Die gemessenen Schwefelanteile liegen einerseits über denen typischer FT-Kraftstoffe, deren Schwefel-Freiheit oftmals als Kennzeichnungsmerkmal beworben wird [26] und andererseits über dem des Referenzkraftstoffs. Da für keine der durchgeführten Messungen Abgasnachbehandlungssysteme zum Einsatz kamen, war eine Katalysatorvergiftung nicht zu befürchten. Inwieweit das Emissionsverhalten selbst durch den erhöhten Schwefelgehalt beeinflusst wurde, kann an dieser Stelle nicht beantwortet werden.
Der im Fall des Kraftstoffs mit niedrigem Siedebeginn (FT-lIBP) aufgeführte niedrige Flammpunkt würde eine Sicherheitsklassifizierung als Dieselkraftstoff unmöglich machen und eine
sicherheitsbezogene Einstufung als Ottokraftstoff notwendig machen.
Die für Einspritzausrüstung moderner Dieselmotoren bedeutsame Schnierfähigkeit musste
im Fall der FT-Kraftstoffe durch Additivierung sichergestellt werden, da die in Kraftstoffen auf
Erdölbasis vorhandenen polaren Substanzen, die eine ausreichende Schmierwirkung durch
den Kraftstoff gewährleisten, in synthetisch erzeugten Kraftstoffen nicht enthalten sind.
32
3 Untersuchte Kraftstoffe
Durch das im Vergleich zum Referenzkraftstoff höhere Wasserstoff-/ Kohlenstoff-Verhältnis,
weisen die synthetischen Kraftstoffe einen höheren Luftbedarf zum Erreichen stöchiometrischer Bedingungen auf. Die Ausnahme bilden hier der durch Mono-Aromaten gekennzeichnete Blend aufgrund des durch den Aromaten-Anteil geringerem H/C-Verhältnisses und der
alkoholische Blend, der Sauerstoff im Kraftstoff gebunden hat.
Der FT-Basiskraftstoff hat aufgrund der, im Vergleich zu konventionellem Dieselkraftstoff,
geringeren Streubreite der enthaltenen Molekülgrößen und –Strukturen einen engeren Siedebereich von etwa. 190 – 305°C (Abbildung 3-8). Die durch Zumischung von langkettigen
Alkoholen, Olefinen und Naphtenen gekennzeichneten Kraftstoffe zeigen ein nahezu analoges Siedeverhalten. Der Kraftstoff mit höherem Mono-Aromaten Anteil weißt zwar nahezu
identische Anfangs- und Endpunkte in der Siedekurve auf, zeigt aber im unteren Temperaturbereich höhere Verdampfungsraten, die auf die geringeren C-Atom-Anzahlen der zugemischten Mono-Aromaten zurückgeführt werden können. Die beabsichtigte Absenkung des
Siedebeginns durch höhere Anteile kurzkettiger Paraffine führte zu einem IBP von 134°C
(Kraftstoff FT-lIBP). Ein ebenfalls niedrigerer Siedebeginn von ca. 170°C folgt für den Kraftstoff mit höherem iso-Paraffin-Anteil. Das für diesen Kraftstoff (FT-iPar) festgestellte hohe
Siedeende von ca. 337°C kann hingegen durch die Molekülstruktur nicht begründet werden.
FT-Base
350
FT-Alc
Temperatur [°C]
300
FT-Arom
FT-lIBP
250
FT-Olef
200
FT-iPar
FT-Naph
150
RDF
100
0%
20%
40%
60%
80%
100%
Verdampfter Anteil
Abbildung 3-8: Siedeverhalten der untersuchten Kraftstoffe.
Die in Tabelle 3-1 verwendeten Abkürzungen und Farbkodierungen wurden durchgängig
verwendet. Soweit nicht explizit anderweitig angeben gilt dies für alle folgenden Diagramme.
33
4 Untersuchungsstrategie
4
Untersuchungsstrategie
Ziel der motorischen Untersuchungen war es, das Verhalten der betrachteten Kraftstoffe auf
Basis eines aussagekräftigen Versuchsumfangs zu charakterisieren. Dazu wurden zunächst
repräsentative Betriebspunkte gewählt: einerseits sollte der NEFZ-relevante Betriebsbereich
abgebildet werden, andererseits sollte in ergänzenden Betrachtungen das Volllastverhalten
evaluiert werden. Es wurden 4 Teillastbetriebspunkte festgelegt, die durch den indizierten
Mitteldruck (pmi) und die Drehzahl definiert wurden. Die Volllastuntersuchungen fanden im
Bereich maximalen Moments und im Bereich des Nennleistungspunkts statt. In Abbildung
4-1 sind diese dargestellt
24
22
20
18
pmi [bar]
…
10
8
6
4
2
0
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
4500
Drehzahl [U/min]
Abbildung 4-1: Betriebspunkte der motorischen Untersuchungen.
Neben den Betriebspunkten sind die Betriebsbedingungen von entscheidender Bedeutung.
Moderne Dieselmotoren verfügen aufgrund des hochflexiblen Common-Rail Einspritzsystems, der variablen Aufladung und der Abgasrückführung über eine Vielzahl an Freiheitsgraden, die das Brennverhalten beeinflussen. Somit erschien eine Untersuchung ohne Berücksichtigung der Variabilität dieser Parameter nicht sinnvoll. Weiterhin wurden zwei Ansätze
verfolgt: Zum einen sollten die grundlegenden Auswirkungen der chemischen und physikalischen Kraftstoffeigenschaften auf das Brenn- und Emissionsverhalten analysiert werden.
Zum Anderen sollte die Übertragbarkeit auf realitätsnahen Betrieb moderner Dieselmotoren
überprüft werden. Folglich gliedert sich die Strategie der motorischen Untersuchungen in
zwei Teile sowie die Untersuchung des Volllastverhaltens. Diese werden im Nachstehenden
dargestellt. Grundlage war in allen Fällen ein von der Daimler AG zur Verfügung gestelltes
Kennfeld, auf dessen Basis Parametervariationen durchgeführt wurden.
34
4 Untersuchungsstrategie
4.1
Versuchsplanung unter Berücksichtigung statistischer Methoden
4.1.1 Einführung in die Methoden der statistischen Versuchsplanung
Sollen Untersuchungen in Abhängigkeit von mehreren Faktoren durchgeführt werden, führt
dies in Abhängigkeit von der Anzahl der Faktoren und der Faktorstufen zu einem exponentiellen Anstieg des Messaufwands. So führt zum Beispiel ein 4-dimensionaler Versuchsraum
mit 5 Stufen je Faktor zu 54 = 625 Faktorkombinationen, die bei einer Rastervermessung
untersucht werden müssten. Um diesen Aufwand zu verringern stellen Methoden der statistischen Versuchsplanung (DoE) das geeignete Werkzeug dar. Diese sind eine arbeitseffiziente Methodik zur systematischen Erarbeitung von Versuchsplänen. Ihre Abarbeitung und
quantitative Auswertung hat das Ziel der Modellbildung und der Ermittlung relevanter Einflussgrößen bezüglich der Funktionsweise eines Prozesses [30]. Dabei soll ein möglichst
hoher Erkenntnisgewinn mit geringem Versuchsaufwand erzielt werden. Die Ergebnisse der
Messungen, die anhand von statistischen Gesichtspunkten geplant wurden, werden zur Erstellung einer Regressionsfunktion benutzt, welche im gesamten (beschränkten) Versuchsraum Gültigkeit besitzt. Kann nachgewiesen werden, dass diese Funktion über eine hinreichende Genauigkeit verfügt, kann diese an beliebigen Punkten im Versuchsraum ausgewertet und somit das Systemverhalten in Abhängigkeit der Einflussfaktoren beschrieben werden.
Somit wird unter dem Begriff „Methoden der statistische Versuchsplanung“ nicht nur die eigentliche Versuchsplanung verstanden, sondern der vollständige Prozess von der Systembeschreibung bis hin zur Anwendung der Modelle in Optimierungsaufgaben. Die dabei anzuwendende Vorgehensweise soll nachfolgend näher erläutert werden. Dazu müssen an
dieser Stelle einige statistische Größen eingeführt werden. Die Literatur zu DoE ist ebenso
umfangreich wie die darin vorkommenden Notationen. Die in der vorliegenden Arbeit vorgestellte Notation entspricht der, die im verwendeten Softwarepaket „Model Based Calibration
Toolbox“ (basierend auf Matlab der Firma Mathworks) Anwendung findet und so auch in dem
sehr häufig zitierten Werk „Design and Analysis of Experiments“ von D.C. Montgomery [31]
verwendet wird.
Symbol
Definition
N
p
Anzahl Messpunkte
q
Maximale Anzahl für das Modell verwendbare Terme (q  p  r )
r
Anzahl aktuell nicht für das Modell verwendeter Terme
y
Vektor des Messergebnisse, Dimension (N  1)
x
Regressoren
X
Regressions-Matrix, Dimension (N  q)
Anzahl aktuell für das Modell verwendeter Terme
35
4 Untersuchungsstrategie
Xp
Modell-Matrix aller aktuell für das Modell verwendeter Terme, Dim. (N  p)
ˆ
Vektor der Modell-Koeffizienten. ˆ p  ˆ 1, ˆ 2 , ..., ˆ p mit der Dimension (p  1)
yˆ
Vektor der modellierten Ergebnisse. yˆ  X p ˆ p mit der Dimension (N  1)
e
Vektor der Residuen. e  y  yˆ mit der Dimension (N  1)
M
Informationsmatrix. M  X X
H
Hut-Matrix (Projektionsmatrix). H  X X X





T

T

T

1
X
Sum of Squared Errors – Summe der Fehlerquadrate
SSE
SSE   e i2  e e
T
MSE
Mean Square Error – Mittleres Fehlerquadrat. MSE  SSE / N  p 
Tabelle 4-1: Grundlegende statistische Größen zur Versuchsplanung [31], [32].
Der allgemeine Ansatz zur Beschreibung einer Ergebnisgröße durch ein Polynom lautet wie
folgt:
2
2
yˆ 1  ˆ 0  ˆ 1x 11  ˆ 2 x 12  ˆ 3 x 11x 12  ˆ 4 x 11
 ˆ 5 x 12
 ...  ˆ p x 1mp
...
(4.1)
m
yˆ N  ˆ 0  ˆ 1x N1  ˆ 2 x N2  ˆ 3 x N1x N2  ˆ 4 x N2 1  ˆ 5 x N2 2  ...  ˆ p x Np
In Matrixform geschrieben ergibt sich:
 yˆ1   x11
   
   
   
  
    
 yˆ N   x N1










x1p  ˆ 0 
  
  
   
  
  
x Np  ˆ p 

yˆ  Xp ˆ p
(4.2)
Ziel der Statistischen Versuchsplanung ist es nun, die Modellkoeffizienten so zu bestimmen,
dass die Abweichungen zwischen Messergebnissen y und Modellergebnissen yˆ minimal
werden. Dabei gilt es die signifikanten Effekte und Wechselwirkungen der Faktoren zu identifizieren und entsprechend zu bewerten. Schlussendlich wird eine Funktion generiert, die es
erlaubt mit einer gewissen Wahrscheinlichkeit Ergebnisse vorherzusagen, solange der Versuchsraum nicht verlassen wird (Extrapolation ist nicht möglich!).
Das Vorgehen stellt sich wie folgt dar:
36
4 Untersuchungsstrategie
1. Systembeschreibung: Hier gilt es die relevanten Einflussgrößen zu identifizieren, deren Variationsbreite festzulegen und die Zielgrößen zu definieren. Zudem kann es nötig sein, den sich durch Dimension und den Variationsbereich der Einflussfaktoren
ergebenden Versuchsraum zu beschränken, da es speziell bei der Anwendung im
motorischen Umfeld bei extremen Parameterkombinationen zur Systeminstabilität
kommen kann. Dazu ist entweder eine genaue Kenntnis des Systems Voraussetzung, oder vor Versuchsplanerstellung muss eine Grenzwertvermessung durchgeführt werden. Bei der Anwendung von „online“-DoE-Werkzeugen kann eine simultane
Versuchsplanung und Durchführung erfolgen, da über die direkte Rückmeldung bei
Grenzwertverletzungen eine Reorganisation des Versuchsplans durchgeführt werden
kann. Da es sich bei der verwendeten Software allerdings um ein „offline“-DoEWerkzeug handelt, wurden die Grenzen des Versuchsraums auf Basis von Voruntersuchungen definiert. Die dafür angewandte Methodik ist in Abschnitt 4.1.2 anhand eines konkreten Beispiels dargestellt.
2. Versuchsplanung: Diese bildet die Basis für die nachfolgende Modellbildung. Hier
wird definiert an welchen Messpunkten, die sich aus Kombinationen der Einflussfaktoren ergeben, Untersuchungen durchgeführt werden. Aus der aus dem vorliegenden
Untersuchungsumfeld resultierenden Forderungen nichtlineare Zusammenhänge in
einem mehrdimensionalen, beschränkten Versuchsraum abbilden zu können, führen
zur Notwendigkeit D-optimale Versuchspläne zu verwenden. Weiterhin ist es bei dieser Versuchsplanart möglich, weitere schon bestehende oder zusätzlich vermessene
Versuche einzubinden. Aufgrund dieser Eigenschaften D-optimaler Versuchspläne ist
deren Anwendung in der Motorenindustrie seit nunmehr einigen Jahren gängige Praxis ([33], [34]). Ziel des D-optimalen Versuchsplans ist es die Varianzen und Kovarianzen der Parameterschätzung zu minimieren. Mathematisch bedeutet dies, das die
Determinante der Informationsmatrix maximiert bzw. die Determinante der inversen
Informationsmatrix minimiert werden muss:
det M  max
    min
bzw. det M
1
(4.3)
D-optimale Versuchspläne werden also nicht nach vordefinierten Schemata generiert.
Vielmehr ist ihre Erstellung ein iterativer Prozess, wobei Austausch-Algorithmen und
Randomisierungsverfahren zum Einsatz kommen [35]. Der in der MBC-Toolbox implementierte Algorithmus ist eine Suchfunktion, der durch einen schrittweisen Austausch der Zeilen des zufällig erzeugten Grundversuchsplans die maximale Determinante der Informationsmatrix annähert. Die Iterationsschleife wird durch ein vordefiniertes Abbruchkriterium begrenzt, welches üblicherweise durch eine Untergrenze
der Änderung der Determinante definiert ist. Da die Determinante vor allem durch
Extremeinstellung der Faktoren erhöht werden kann, ergibt sich eine prinzipbedingte
37
4 Untersuchungsstrategie
Überbetonung der Randbereiche des Versuchsraums sowie eine Reduktion der Informationsdichte im Inneren des Versuchsraums. Um dem entgegenzuwirken wurde
eine ergänzende Methodik gewählt. Wie oben beschrieben stellen „optimale“ Versuchspläne die beste Möglichkeit, dar beschränkte, mehrdimensionale Versuchsräume zu beschreiben. Es ist jedoch möglich einen reduzierten Versuchsraum im ursprünglichen Versuchsraum zu definieren, der
aufgrund des Verzichts auf extreme Parameterkombinationen quasi unbeschränkt ist. Dieser
kann nun durch klassische Versuchspläne beschrieben werden. In der vorliegenden Arbeit
wurde ein Central Composite Design mit außen
legenden Sternpunkten gewählt (Abbildung 4-2).
Neben der sich dadurch ergebenden hohen Informationsdichte im Inneren des ursprünglichen
Versuchsraums, werden neben Wechselwirkungen auch explizit Variationen ausschließlich eines Faktors durchgeführt, die im Weiteren eine
Veranschaulichung und eine Plausibilitätsprüfung
Abbildung 4-2: Central Composite
Design mit außen liegenden
Sternpunkten.
der generierten Modelle ermöglichen.
Bei der Erzeugung von Versuchsplänen ist nun der Modellgrad abzuschätzen. Dabei
gilt es zu definieren, von welcher Art bzw. von welchem Grad (linear, quadratisch,
kubisch, …) der Einfluss der Faktoren auf die Zielgrößen ist. Hier ist stets die Zielgröße maßgebend, deren Modellierung den höchsten benötigten Polynomgrad erwarten
lässt. Diese Abschätzung ist von immenser Bedeutung, da einerseits der Messaufwand vorgegeben wird (linear: 2 x-Werte, quadratisch: 3 x-Werte zur Beschreibung
von y nötig, …) anderseits aber auch der maximal zur Modellierung mögliche
Polynomgrad vorgegeben wird.
Die MBC-Toolbox bietet ein Beurteilungskriterium für die Qualität eines Versuchsplans, die „Prediction Error Variance ( PEV )“. Diese kann sowohl zur Beurteilung des
Versuchsplans ( PEVDesign ) als auch zur Bewertung der Vorhersagegüte erstellter
Modelle ( PEVModel ) verwendet werden. Dabei gilt:
PEVModel  PEVDesign  MSE
(4.4)
Somit ist die Genauigkeit der Vorhersage durch das Modell abhängig von der
PEVDesign und den mittleren Fehlerquadraten. Anschaulich bedeutet dies, dass die
PEVDesign einen Fehlermultiplikator darstellt und deshalb die Fehler im Modellanpas38
4 Untersuchungsstrategie
sungsprozess für Werte <1 reduziert und für Werte >1 vergrößert werden. Die
PEVDesign einer Kombination aus Eingangsfaktoren x entspricht der Varianz der vorhergesagten Ergebnisgröße ( var yˆ  ). Durch Umformung und Erweitung können
PEVModel und PEVDesign berechnet werden [32]:

PEVModel x   var yˆ   x X X

PEVDesign x   x X X
T

1
x
T

1
T
x  MSE
T
(4.5)
(4.6)
Ziel ist also immer einen Versuchsplan zu erstellen dessen PEVDesign <1 ist bzw. gegen Null tendiert.
3. Durchführung der Messungen: Hier ist eine möglichst präzise Einstellung der Variationsparameter bzw. der Eingangsfaktoren bei gleichzeitig konstanten Versuchsbedingungen von entscheidender Bedeutung. Ersteres dient der Einhaltung der Vorhersagegüte, die durch die Erstellung des Versuchsplans erreicht wurde. Konstante Versuchsbedingungen sind nötig um Quereinflüsse ausschließen zu können und damit
die Einflüsse der Eingangsfaktoren eindeutig zuordnen zu können. Dies hat hohe Anforderungen an die Versuchsausrüstung zur Folge. Gerade im motorischen Umfeld ist
eine Vielzahl an Umgebungsbedingungen, die Einflüsse auf die Ergebnisse haben
können, zu beachten. Der in der vorliegenden Arbeit verwendete Versuchsträger, die
Messtechnik sowie der Versuchsablauf werden in Kapitel 5.1 näher beschrieben.
4. Modellbildung: In dieser Arbeit wurden Polynome zur Beschreibung der Messergebnisse verwendet. Neben diesen sind Splines, Kriging Approxiamtionsmodelle, Radiale
Basisfunktionen, Kernel-Modelle und künstliche neuronale Netze gebräuchliche Regressionsmodelle, auf deren nähere Beschreibung im Rahmen dieser Arbeit verzichtet
wird. Detaillierte Erläuterungen finden sich u.a. in [36], [37] und [38]. Kernpunkt der
Regressionsanalyse ist die Anpassung der Modellkoeffizienten mittels der Methode
der kleinsten Fehlerquadrate. Da es sich hier um eine Modellerstellung in Abhängigkeit von mehreren Einflussfaktoren handelt, handelt es sich um eine multiple Regression. Um dies zu ermöglichen ist eine Linearisierung der höherwertigen Modellterme
notwendig. Ausgehend von einem allgemeinen Polynommodell, wie es in Gleichung
(4.1) dargestellt ist, werden die nichtlinearen Terme durch Ersatzvariablen substituiert
und so das Polynom in ein lineares Gleichungssystem umgewandelt [36]:
m
yˆ N  ˆ 0  ˆ 1x N1  ˆ 2 x N2  ˆ 3 x N1x N2  ˆ 4 x N2 1  ˆ 5 x N2 2  ...  ˆ p x Np
lineare Wechselwirkungen:
x N1x N2 → x N,lW 1
39
analog
(4.1)
4 Untersuchungsstrategie
quadratische Effekte:
x N2 1
→ x N, qE1
x N2 2
→ x N, qE 2
usw.
yˆ N  ˆ 0  ˆ 1x N1  ˆ 2 x N2  ˆ 3 x N,lW 1  ˆ 4 x N, qE1  ˆ 5 x N, qE 2  ...  ˆ p x N,kEi
(4.7)
Für die Bestimmung von ˆ muss das Modell so an die Daten angepasst werden,
dass der Fehler e minimal wird [33]. Dazu muss in einem ersten Schritt der Fehler
durch die Messdaten und die Modellkoeffizienten ausgedrückt werden.
y  yˆ  e
(4.8)
y  Xˆ  e
(4.9)
e  y  yˆ  y  Xˆ
(4.10)
Die minimale Summe der Fehlerquadrate (SSE) ist durch Gleichung (4.11) definiert:
 
T
e e
0
ˆ
(4.11)
Durch Einsetzen und Umformen ergibt sich die Schätzgleichung für den
Koeffizientenvektor ˆ zu (4.14).

 y  Xˆ   y
y  2X y ˆ  ˆ
e e  y  Xˆ
T
T
 e ey
T
T
T
 
 
T
T
X Xˆ
T
e e
T
T
 0  2 X y  2 X Xˆ
ˆ


T
ˆ  X X

1
T
y  Xˆ y  y Xˆ  ˆ X Xˆ
 
T
 
T
T
T
(4.12)
(4.13)
T
(4.14)
X y
Anhand dieser Gleichung können nun die Koeffizienten des Polynommodells bestimmt werden. Dabei ist es möglich Polynome von verschiedenen Graden bis hin zu
dem in der Versuchsplanung definierten, maximalen Grad (z.B. kubisch) zu erzeugen.
5. Modellbewertung und Optimierung: Nun gilt es die generierten Modelle zu bewerten
und zu optimieren. Dazu stellt die Statistik eine Reihe von Werkzeugen zu Verfügung.
Zunächst werden Beurteilungskriterien benötigt, die diese Bewertung ermöglichen.
40
4 Untersuchungsstrategie
Dazu müssen den in Tabelle 4-1 vorgestellten statistischen Größen noch einige Weitere hinzugefügt werden:
PRESS
Predicted Error Sum of Squares – Summe der Fehlerquadrate bei Weglassen des i-ten Messwerts
PRESS  e(Ti ) e( i )
MSE( i )
RMSE
MSE der ohne den i-ten Wert der Ergebnisse berechnet wurde (für
PRESS)
MSE(i ) 
N  pMSE  ei / 1  Hii 
N  p 1
Root Mean Squared Error – Wurzel der Fehlerquadrate; die Standardabweichung der Regression
RMSE  MSE
PRESS
RMSE
Root Mean Squared Error of Prediction – Wurzel der quadrierten
PRESS-Residuen
PRESS RMSE  PRESS / N
Tabelle 4-2: Statistische Kennzahlen zur Modellanalyse und -Bewertung
Die zur Modelloptimierung zur Verfügung stehenden Werkzeuge sind die Eliminierung von Ausreißern, die Box-Cox Transformation und die schrittweise Regression
zur Identifikation signifikanter Terme der Polynome. Die Bewertung der Modelle erfolgt Anhand der Kennwerte RMSE, PRESS, PRESS RMSE und Validierungs-RMSE.
Neben der verbreiteten Nutzung des RMSE als Beurteilung der Modellgüte, ist die
Predicted Error Sum of Squares (PRESS) eine nützliche Kenngröße zur Beurteilung
der Vorhersagegüte (innerhalb des Versuchsraums) des Modells Zur Berechnung
bleibt der i-te Messwert bei der Modellerstellung unberücksichtigt. Der Abstand dieses Messwerts zum Modell ist nun der Vorhersagefehler. Wird dies für jeden Messwert durchgeführt, quadriert und aufsummiert ergibt sich die PRESS. Die Quadratwurzel der PRESS stellt somit die Standardabweichung dar – PRESS RMSE. Zur Validierung werden die zufällig verteilten Validierungsmessungen (vgl. Abschnitt 4.1.2)
herangezogen, die generell nicht zur Modellierung verwendet werden. Die Wurzel der
quadrierten Residuen stellt den Validierungs-RMSE dar.
Zur Eliminierung von Ausreißern muss durch Betrachtung der jeweiligen Messung die
Zulässigkeit der Nichtberücksichtigung dieses Messpunktes überprüft werden. Dazu
wird einerseits beurteilt, inwieweit der gemessene Wert fehlerhaft sein könnte und
anderseits die Auswirkung der Nichtberücksichtigung auf den Validierungs-RMSE
überprüft. Die Box-Cox-Transformation ist ein mathematisches Instrument um bei
41
4 Untersuchungsstrategie
nicht normalverteilten Residuen eine Stabilisierung der Varianz zu erreichen [37]. Dazu werden die Messdaten anhand folgender Gleichung transformiert [32]:
y  1

y  1
für   0
y (  )  y ln( y )
für   0
y
()
 N

  ln( y i ) 

mit y  exp i1
 N 


(4.15)
Die Bestimmung von λ erfolgt mittels der Maximum-Likelihood-Schätzung (siehe [37],
[39]) mit dem Ziel kleinster Fehlerquadratsummen, also einer Minimierung von SSE.
Bei der schrittweisen Regression wurden die Modellterme anhand ihrer statistischen
Relevanz (T-Test, siehe [37]) bewertet. Bei der schrittweisen Nichtberücksichtigung
wenig und nicht signifikanter Terme wird eine Minimierung der PRESS mit dem Ziel
einer hohen Vorhersagegüte und einer geringen Sensibilität gegenüber einzelnen
Messpunkten durchgeführt.
Die abschließende Modellbeurteilung erfolgt anhand des Vergleichs von RMSE,
PRESS RMSE und Validierungs-RMSE. Nur bei entsprechend niedrigen Werten das
RMSE kann von einem guten Modellfit ausgegangen werden. PRESS RMSE und Validierungs-RMSE sollten dem RMSE sehr ähnlich sein, da bei zu großen Unterschieden von einer Überanpassung des Modells ausgegangen werden muss, wie in dargestellt ist.
Abbildung 4-3: Überanpassung (Overfitting) bei zu hoch gewähltem Polynomgrad.
42
4 Untersuchungsstrategie
4.1.2 Planung der Versuche mit Blockeinspritzung
Üblicherweise werden moderne Dieselmotoren, die über ein Common-Rail Einspritzsystem
verfügen, mit Mehrfacheinspritzung betrieben. Dabei werden Voreinspritzungen primär zur
Reduktion des Verbrennungsgeräuschs eingesetzt und haben einen starken Einfluss auf die
Zündverzugszeit (wird kürzer) und den Brennverlauf (wird flacher). Frühe Nacheinspritzungen dienen zur direkten Reduzierung der Russemissionen, späte NE werden zur Regeneration von Abgasnachbehandlungssystemen appliziert [40]. Da für die Untersuchung grundlegender Auswirkungen chemischer und physikalischer Kraftstoffeigenschaften gerade der
Zündverzug, das Brenn- und Emissionsverhalten von zentralem Interesse waren, wurde im
ersten Untersuchungsteil auf die Anwendung einer Voreinspritzung verzichtet. Ebenso verhielt es sich mit der Nacheinspritzung, da weder die Rohemissionen durch Optimierung des
Brennverfahrens reduziert werden sollten, noch eine Abgasnachbehandlung vorhanden war.
Um die Auswirkungen der verschiedenen chemischen und physikalischen Parameter der zu
untersuchenden Kraftstoffe abzubilden, wurden motorische Parameter, die einen maßgeblichen Einfluss auf Gemischzusammensetzung und Gemischaufbereitung haben als variabel
definiert. Die Ladelufttemperatur bestimmt bei konstantem Ladedruck die bei Einlass schließt
im Zylinder befindliche Luftmasse. Weiterhin wurde durch deren Variation das Verdampfungs- und Zündverhalten des eingespritzten Kraftstoffs beeinflusst. Der Anteil an rückgeführtem Abgas wirkt sich auf den Sauerstoffanteil und die Wärmekapazität der Zylinderladung aus. Durch den veränderlichen Raildruck wurde Einfluss auf die primäre
Gemischbildung, d.h. auf Strahlzerstäubung und Spraybildung genommen. Aus der Variation
des Ansteuerbeginns der Einspritzung resultieren unterschiedliche Druck- und Temperaturbedingungen beim Eintritt des Kraftstoffs in den Brennraum. Bei konventionellen Dieselbrennverfahren ist der Einspritzbeginn der führende Parameter um den Brennbeginn und die
50%-Umsatz-Lage
der
Verbrennung
zu
steuern.
Aufgrund
der
unterschiedlichen
Zündwilligkeiten der Kraftstoffe wurde nicht der Variationsbereich des Einspritzbeginns sondern der Bereich der 50%-Umsatz-Lagen (H50) festgelegt. Diese Strategie wurde auf die
oben aufgeführten vier Teillastbetriebspunkte angewandt. Die Variationsbereiche der einzelnen Parameter orientieren sich am Kennfeld des Vollmotors. Die unteren und oberen
Grenzwerte in Abhängigkeit des Betriebspunkts sind in Tabelle 4-3 aufgeführt.
43
4 Untersuchungsstrategie
Ladelufttemperatur
Abgasrückführrate
Raildruck
50%-Umsatz-Lage
DZ
PMI
TSR
AGR
pRail
H50
U/min
bar
°C
%
bar
°KW nOT
m in.
m ax.
m in.
m ax.
m in.
m ax.
m in.
m ax.
8
17
1500
2
40
80
0
40
500
700
2000
2
40
80
0
40
550
750
9
17
2000
6
40
80
0
40
700
900
10
17
2000
10
40
80
0
30
800
1000
16
23
Tabelle 4-3: Betriebsbereiche der Untersuchungen mit Blockeinspritzung.
Durch die als variabel definierten Betriebsparameter wurde ein vierdimensionaler Versuchsraum aufgespannt, der mit Hilfe von Methoden der Statistischen Versuchsplanung (DoE)
vermessen wurde. Dadurch war es mit einer, gegenüber einer Rastervermessung, niedrigen
Anzahl an Versuchen möglich, die unterschiedlichen Abhängigkeiten der verschiedenen
Kraftstoffe von den Variationsparametern aufzuzeigen.
Zur Versuchsplanung und anschließenden Modellierung der Ergebnisgrößen wurde, wie
oben erwähnt, die Matlab-basierte Toolbox Model-Based Calibration eingesetzt. Dabei handelt es sich um ein „offline-DoE“-Werkzeug, d.h. die Versuchsplanung erfolgt nach durchgeführter Grenzwertvermessung. Hier wurden pro Betriebspunkt 36 Parametervarianten am
Prüfstand untersucht, um die Kombinationen aus den Extremwerten der Verstellbereiche zu
finden und deren Fahrbarkeit zu gewährleisten. Die in der Grenzwertvermessung gefundenen Parameterkombinationen bildeten nun die Eckpunkte des Versuchsraums, der im Weiteren durch konvexe Hüllkurven begrenzt wurde. In Abbildung 4-4 ist dies exemplarisch dreidimensional illustriert.
Abbildung 4-4: Beschränkung des Versuchsraums.
44
4 Untersuchungsstrategie
Folglich handelt es sich um einen beschränkten Versuchsraum. Zur eigentlichen Versuchsplanung wurde in einem ersten Ansatz ein D-optimaler Plan, wie in Abbildung 4-5 links dargestellt, gewählt, dessen Verteilungsalgorithmus üblicherweise die Randbereiche eines Versuchsraums mit einer hohen Anzahl an Messpunkten belegt und damit hier eine hohe Modellgüte erwarten ließ [34]. Um im Weiteren die zu erwartende Modellqualität im zentralen
Versuchsraum zu verbessern und zusätzlich Messpunkte von mathematisch weniger komplexen Zusammenhängen zu erhalten, wurde ein zweiter Ansatz zur Versuchsplanung verfolgt: Im quasi unbeschränkten zentralen Versuchsraum wurde ein klassischer Designtyp,
das sphärische Central Composite Design verwendet. Von einem Zentralpunkt ausgehend
wurden in der ersten Stufe Sternpunkte (jeweiliger Maximalwert einer Eingangsvariablen bei
konstanten weiteren Eingangsvariablen) und in einer zweiten Stufe Eckpunkte bei halbem
Verstellweg definiert, siehe Abbildung 4-5 rechts. Der vollständige Versuchsplan wurde additiv aus D-optimalem und Central Composite Design aufgebaut. Da die Modellierung der Ergebnisdaten mit kubischen Polynomen erfolgen sollte, ergab sich eine erforderliche Anzahl
von 60 Messpunkten, wobei 35 Punkte auf das D-optimale Design und 25 Messpunkte auf
das klassische Design entfallen. Weiterhin wurden im Versuchsraum 10 Messpunkte durch
zufällige Verteilung erzeugt, die nicht zur Modellierung der Ergebnisdaten, sondern der Validierung der generierten Modelle dienten.
Abbildung 4-5: Kombination aus D-optimalem und klassischem Design zur Versuchsplanung.
Um entsprechende Parametereinflüsse und Wechselwirkungen wiedergeben zu können, war
es notwendig die hier definierten Mess- und Validierungspunkte mit hoher Genauigkeit anzufahren. Dies stellte nicht unerhebliche Anforderungen an die Steuer- und Regelungstechnik
des Prüfstands dar.
45
4 Untersuchungsstrategie
4.2
Ergänzende Untersuchungsstrategien
4.2.1 Untersuchungen mit Vor- und Haupteinspritzung:
Der Einsatz einer Voreinspritzung beeinflusst das Brenn- und damit das Emissionsverhalten
maßgeblich. Durch Temperaturerhöhung und Radikalbildung nimmt der Zündverzug stark
ab. Daraus folgt eine geringere Abhängigkeit des Brennverlaufs von der Zündwilligkeit des
entsprechenden Kraftstoffs, wie in Abbildung 4-6 für den Kraftstoff mit der niedrigsten (RDF)
120
120
100
CZ = 72.2 100
CZ = 53.0
80
80
60
60
40
40
20
20
0
0
-20
150
ZOT
210
Kurbelwinkel [°KW]
240 150
ZOT
210
Kurbelwinkel [°KW]
Brennverlauf [J/°KW]
Brennverlauf [J/°KW]
und der höchsten Cetanzahl (FT-Base) exemplarisch dargestellt.
-20
240
Abbildung 4-6: Brennverläufe bei Blockeinspritzung (links) und Mehrfacheinspritzung (rechts)
in Abhängigkeit der Cetanzahl.
Im Vergleich zum sehr zündwilligen FT-Basiskraftstoff weißt der Referenzdiesel bei Blockeinspritzung einen weit höheren Vormischanteil auf, der maßgeblichen Einfluss auf das
Emissionsverhalten hat. Wird hingegen eine Voreinspritzung appliziert, sind die Brennverläufe nahezu identisch. Deshalb war es notwendig die Übertragbarkeit der in den Blockeinspritzuntersuchungen gewonnen Erkenntnisse auf realitätsnähere Betriebsbedingungen moderner Dieselmotoren zu überprüfen.
Dazu wurde an den gleichen vier Teillastpunkten, die in oben beschriebenen Untersuchungen mit Blockeinspritzung betrachtet wurden, eine ergänzende Versuchsstrategie definiert:
Die Voreinspritzung wurde für alle Kraftstoffe mit konstantem Energieeintrag (mB*Hu) und
einer Pausendauer von 1ms zwischen dem Ende der elektrischen Ansteuerung der VE und
dem Ansteuerbeginn der HE appliziert. Die Variation der Betriebsbedingungen wurde hier
auf eine Variation der AGR-Rate beschränkt, die im dieselmotorischen Umfeld den wichtigsten Einflussparameter auf den Russ-NOX-Tradeoff darstellt. Ladelufttemperatur, Raildruck
und H50-Lage wurden konstant gehalten, wobei Letzteres bei Variation der AGR-Rate durch
Anpassung der Einspritzlage erreicht wurde. In Tabelle 4-4 sind die Betriebsbedingungen der
Untersuchungen mit Voreinspritzung zusammengefasst.
46
4 Untersuchungsstrategie
Ladelufttemperatur
Abgasrückführrate
Raildruck
50%-UmsatzLage
Energieeintrag VE
DZ
PMI
TSR
AGR
pRail
H50
mB*Hu|VE
U/min
bar
°C
%
bar
°KW nOT
J/ASP
konst.
konst.
konst.
660
13
720
13
950
20
1050
20
konst.
1500
2
2000
2
2000
6
2000
10
60
m in.
m ax.
0
40
0
30
53.7*
*) basierend auf 1.5mm3/ASP bei RDF (Hu = 42900J/g)
Tabelle 4-4: Betriebsbedingungen der Untersuchungen mit Vor- und Haupteinspritzung.
4.2.2 Untersuchung des Volllastverhaltens
Abschließend wurde das Volllastverhalten jedes Kraftstoffs bei maximalem Moment und im
Nennleistungspunkt evaluiert. Analog der Untersuchungen mit Voreinspritzung wurde beim
Volllastbetriebspunkt bei 2000U/min (≈ max. Moment) eine VE mit konstantem Energieeintrag und konstanter Pausendauer zur HE appliziert. Im Nennleistungspunkt (4000U/min)
wurde, wie üblich, auf eine Voreinspritzung verzichtet. Abgas wurde bei beiden Volllastbetriebspunkten nicht rückgeführt. Die Werte der Betriebsbedingungen Ladelufttemperatur,
Raildruck und 50%-Umsatz-Lage entsprechen denen des von der Daimler AG zur Verfügung
gestellten Basiskennfelds und sind in Tabelle 4-5 dargestellt.
Ladelufttemperatur
Abgasrückführrate
Raildruck
50%-UmsatzLage
Energieeintrag
VE
DZ
PMI
TSR
AGR
pRail
H50
mB*Hu|VE
U/min
bar
°C
%
bar
°KW nOT
J/ASP
konst.
konst
konst.
konst.
konst.
60
0
1400
16
53.7*
1600
19
0
2000
VL
4000
VL
*) basierend auf 1.5mm3/ASP bei RDF (Hu = 42900J/g)
Tabelle 4-5: Betriebsbedingungen der Volllastuntersuchungen.
Die in der Haupteinspritzung eingespritzte Kraftstoffmasse wurde bei gleichzeitiger Anpassung der Einspritzlage zur Erzielung gleicher 50%-Umsatz-Lagen, soweit erhöht, bis mechanische (Spitzendruck; Druckanstieg; max. Abgastemperatur) oder vordefinierte verbrennungsspezifische (Luftverhältnis; Schwärzungszahl) Grenzen erreicht wurden. In Tabelle 4-6
sind diese Grenzwerte angeführt.
Motormechanik
Druckanstieg
Abgastemperatur
T3
Verbrennung
SchwärzungsLuftverhältnis
zahl
λ
FSN
Grenzwerte
Spitzendruck
Abkürzung
pMax
dp/dφ
Einheit
bar
bar/°KW
°C
-
-
Wert
≤145
≤10
≤780
≥1.4
≤3
Tabelle 4-6: Grenzwerte für Volllastuntersuchungen.
47
4 Untersuchungsstrategie
4.2.3 Optische Untersuchungen an einer Konstant-Volumen Zelle
Ziel der Grundlagenuntersuchungen, die am LAV der ETH Zürich durchgeführt wurden, war
die Charakterisierung des Einflusses der Kraftstoffeigenschaften auf den gesamten Prozessablauf vom Austritt des Kraftstoffs aus der Düse über die Ausbreitung der flüssigen Phase
mit und ohne Einfluss der Verdampfung bis hin zur Zündung und Verbrennung des Kraftstoff/Luft Gemischs inklusive Russbildung und Russoxidation in einem kontrollierten Umfeld.
Der Einfluss der Kraftstoffe auf das hydraulische Verhalten des Injektors wurde mit Messungen an einem Einspritzprüfstand erfasst (Abschnitt 4.2.4).
Die optischen Untersuchungen fanden bei unterschiedlichen Betriebsbedingungen, die durch
verschiedene Gaszusammensetzungen, Gastemperaturen und –Drucke dargestellt wurden,
in einer Hochtemperatur- und Hochdruck-Zelle statt (Abbildung 4-7). Die Temperatur des
Punktes A von 400K lag noch unterhalb des Siedebeginns der untersuchten Kraftstoffe und
ermöglichte die Untersuchung der Einspritzstrahlausbreitung ohne Verdampfungseinfluss.
Bei Punkt B lag die Temperatur (650K) bereits über dem Siedeende aller untersuchten Kraftstoffe. Hier konnte der Einfluss der Verdampfungseigenschaften auf die Ausbreitung des
Einspritzstrahls untersuchen werden. Im Betriebspunkt C wurde die Zelle im Unterschied zu
den Punkten A und B mit Luft anstelle von Stickstoff betrieben, um die Zündung und Verbrennung des Kraftstoffes zu ermöglichen. Die für den reaktiven Messpunkt definierte Gastemperatur von 950K und der definierte Druck von 55bar entsprechen einem repräsentativen
thermodynamischen Zustand im Einzylindermotor zum Zeitpunkt des Einspritzbeginns.
Point A:
N2 (non reactive)
pGas = 23.2bar
TGas = 400K
Point B:
N2 (non reactive)
pGas = 37.6bar
TGas = 650K
Point C:
Air (reactive)
pGas = 55bar
TGas = 950K
Abbildung 4-7: Betriebsbedingungen für die optischen Messungen in der HTDZ.
Die Gasdichte von 19.4kg/m3 wurde für alle Messpunkte konstant gehalten um den Einfluss
der aerodynamischen Kräfte auf den Strahlaufbruch für die verschiedenen Betriebspunkte
konstant zu halten.
48
4 Untersuchungsstrategie
Bei den motorischen Untersuchungen wurde die Ansteuerdauer des Injektors angepasst um
die für den entsprechenden Betriebspunkt definierte Last in Abhängigkeit des Kraftstoffs zu
erreichen. Da bei den optischen Untersuchungen aber vergleichbare Bedingungen für die
Einspritzstrahlausbreitung gegeben sein sollten, wurden hier für alle Kraftstoffe identische
Ansteuerzeiten festgelegt, die in folgende Untersuchungsmatrix resultierten (Tabelle 4-7):
Ansteuerdauer
des Injektors
μs
500
500
500 / 500
Einspritzdruck
bar
1000
500 / 1000
1000
1000 / 500
1000 / 1000
1500
500 / 1500
1000 / 1500
Tabelle 4-7: Einspritzparameter der optischen Messungen.
4.2.4 Einspritzratenmessung
Zur Quantifizierung des Kraftstaufeinflusses auf das hydraulische Verhalten des Injektors,
also Einspritzrate und Einspritzmenge in Abhängigkeit von Ansteuerdauer und Raildruck
wurden am LAV umfangreiche Untersuchungen mit einem Injection Analyzer der Firma IAV
GmbH (vgl. Abschnitt 5.2) durchgeführt. Die Einspritzparameter bestanden einerseits aus
den für die optischen Messungen definierten Kombinationen aus Ansteuerdauer und Einspritzdruck und andererseits aus allen Minimal- und Maximalwerten der in Abhängigkeit des
Kraftstoffs und des Betriebspunkts resultierenden Ansteuerdauern uns Raildrücken aus den
motorischen Untersuchungen.
Neben der Bestimmung des Kraftstoffeinflusses auf das hydraulische Injektorverhalten, dienten diese Daten zur Bestimmung des hydraulischen Verzugs und ermöglichten so eine
Quantifizierung der Zündverzugszeit vom Eintritt des Kraftstoffs in den Brennraum bis zur
Wärmefreisetzung durch die Verbrennung (vgl. Abschnitt 6.1.1).
49
5 Versuchsträger und Versuchsdurchführung
5
Versuchsträger und Versuchsdurchführung
5.1 Einzylinderaggregat und Motorprüfstand
Die motorischen Untersuchungen fanden an einem Einzylinderaggregat statt. Dies bietet im
Gegensatz zur Verwendung eines Vollmotors den Vorteil einer sehr exakten Bestimmung
des Luftverhältnisses im Zylinder. Weiterhin ist es möglich alle, für die Verbrennung relevanten Umgebungsbedingungen zu beeinflussen und in weiten Grenzen zu variieren. Durch die
Konditionierung aller Betriebsmedien war eine größtmögliche Reproduzierbarkeit der Messbedingungen während der Untersuchung aller Kraftstoffe gegeben.
5.1.1 Motor
Das von der Daimler AG zur Verfügung gestellte Aggregat ist vom 4-Zylinder PKW Motor der
Baureihe OM646 Evo abgeleitet. Der 4-Ventil-Zylinderkopf des Vollmotors baut auf ein universelles Kurbelgehäuse auf. Mittels speziell gefertigter Kurbelwelle und Zylinderadapter sind
die geometrischen Eigenschaften des Vollmotors exakt abgebildet. Somit ist eine Verwendung des Serienkolbens (ω-Mulde) und des Serienpleuls möglich. Weiterhin konnten die
Nockenwellen des Vollmotors verwendet werden, wobei nur die Ventile des ersten Zylinders
betätigt werden. Der Verringerung der Drehungleichförmigkeit erfolgt gegenüber dem Vollmotor, der über einen Lanchester-Ausgleich verfügt
[41], konstruktionsbedingt über ein
Schwungrad mit hohem Trägheitsmoment. Speziell gefertigte Flansche erlauben die Verbindung der, für den Betrieb nur eines Zylinders modifizierten Luft- und Abgaskrümmer an den
prüfstandseitigen Luft- und Abgaspfad. Die Öl- und Wasserkanäle des Zylinderkopfs wurden
bearbeitet, um eine Versorgung im Einzylinderbetrieb zu gewährleisten. Einen geänderter
(Versuchsmotoren-) Gusskern ermöglicht die Applikation eines zentralen, brennraumbündigen Hochdruckaufnehmers.
Im Gegensatz zum Serienmotor wird ein Common-Rail-Einspritzsystem der Firma Robert
Bosch GmbH verwendet. Es verfügt über eine zentrale Injektorlage und wird durch eine vom
Kurbeltrieb angetriebene 3-Stempel Hochdruckpumpe gespeist, die Einspritzdrücke von bis
zu 1600bar erlaubt. Durch das von Moment- und Mengenstruktur freigeschnittene ETKSteuergerät können Ansteuerbeginn, -dauer und Raildruck der einzelnen Einspritzungen
direkt vorgegeben werden. Die dafür verwendete Applikationssoftware INCA-PC stammt von
der Firma ETAS GmbH.
Die grundlegenden Daten des Einzylinderaggregats sind in Tabelle 5-1 zusammengefasst.
50
Einspritzung
Ventiltrieb
Mechanik
5 Versuchsträger und Versuchsdurchführung
Bezeichnung
Hersteller / Baureihe
Hubraum
Bohrung
Hub
Pleullänge
Verdichtung (geom.)
Spitzendruck
max. Druckanstieg
Anzahl
Ø Einlass
Ø Auslass
Winkel Einlass
Winkel Auslass
max. Hub (E/A)
Einlass öffnet (0mm)
Einlass schließt (0mm)
Auslass öffnet (0mm)
Auslass schließt (0mm)
Injektor
- Düse
- Spritzlöcher
Hochdruckpumpe
Max. Raildruck
Einheit
Mercedes-Benz / OM646 Evo
537.4
88
88.4
147
16.7
145
10
4
28.7
26.2
9.22
9.98
7.9
10.0
52.5
38.6
23.9
CRI 2.2 (Magnetventil), Robert Bosch GmbH
Minisackloch
7, ø 0.136mm
CPS3, Robert Bosch GmbH
1600
–
cm³
mm
mm
mm
–
bar
bar/°KW
–
mm
mm
°
°
mm
°KW v.OT
°KW n.UT
°KW v.UT
°KW n.OT
–
–
–
–
bar
Tabelle 5-1: Daten des Einzylinderaggregats.
5.1.2 Prüfstandsaufbau
Die motorischen Untersuchungen fanden im Umfeld eines speziell für den Einzylinderbetrieb
ausgerüsteten Prüfstands statt. Oberste Zielsetzung beim Aufbau war die größtmögliche
Reproduzierbarkeit der Messbedingungen. Dies ist gerade deshalb notwendig, da eine Bewertung der verschiedenen Kraftstoffe nur auf deren Vergleich basieren kann, und somit die
Ergebnisse nur von den unterschiedlichen Kraftstoffeigenschaften abhängig sein dürfen. So
stellt die exakte Konditionierung des Druckes und der Temperatur aller Betriebsmedien, namentlich Luft, rückgeführtes Abgas, Kraftstoff, Schmieröl und Kühlwasser die größte Herausforderung des Aufbaus dar.
Luft und Abgaspfad:
Da eine Abgas-Turbo-Aufladung, wie sie beim Vollmotor zum Einsatz kommt, bei Betrieb nur
eines Zylinders nicht praktikabel ist, wurde die Ladeluft durch einen externen Kompressor
verdichtet. Als Regelgröße diente der im Saugrohr gemessene, integrale Absolutdruck. Um
den Ladungswechsel den Gegebenheiten des Vollmotors anzunähern, wurde auf der Abgasseite ein thermisch hoch belastbares Gleitschieberventil eingesetzt und dadurch eine Regelung des Abgasgegendrucks ermöglicht. Das Gleitschieberventil wurde stromabwärts eines
Dämpfungsbehälters verbaut um trotz der, aufgrund des Einzylinderbetriebs, hohen Druckschwingungen eine stabile Regelung zu gestatten. Regelgröße war hier der integrale
51
5 Versuchsträger und Versuchsdurchführung
Absolutdruck im Auslasskrümmer. Besonderes Augenmerk wurde auf eine präzise Regelung
der Ladelufttemperatur bzw. der Temperatur des Gemisches aus Ladeluft und rückgeführtem
Abgas gelegt. Die vom Verdichter kommende, gekühlte Ladeluft wurde beim Durchströmen
einer elektrisch heizbaren Wabenstruktur (Katalysatorheizung) auf die gewünschte Zieltemperatur geregelt. Um Temperaturänderungen zu vermeiden wurden die Luft führenden Bauteile stromabwärts der Ladeluftheizung ebenfalls thermisch konditioniert. Das ladeluftseitig
verbaute Dämpfungsfass wurde durch einen Wassermantel, die folgende Luftstrecke bis zum
Einlasskrümmer durch ein Heizband beheizt.
Abgasrückführstrecke:
Das Abgas wurde direkt im Krümmer entnommen. In Abhängigkeit des Betriebspunkts traten
hier sehr hohe Temperaturen auf, die durch einen ersten Gegenstrom-Wasserkühler (Kühlwassertemperatur 15°C, variabler Durchfluss) bedarfsgerecht reduziert wurden. Über ein
nachgeschaltetes Ventil wurde die gewünschte Abgasrückführrate geregelt. Ein zweiter
Gegenstromwasserkühler, der vom selben Wasserkreislauf versorgt wurde wie das luftseitige Dämpfungsfass, sorgt für eine, der Ladeluft ähnliche Temperatur des rückgeführtem Abgases bevor dieses in das Dämpfungsfass eingeleitet wurde.
Kraftstoffzufuhr:
Primäre Anforderungen an das Kraftstoffsystem war eine präzise Messung des Kraftstoffmassenstroms. Weiterhin sollte die eingespritzte Kraftstoffmasse in Abhängigkeit der Ansteuerdauer des Injektors so konstant wie möglich sein. Dazu wurde eine Kraftstoffkonditionierung der Firma AVL, Typ 753C eingesetzt. Diese wurde einerseits für die Temperaturregelung (25°C) und andererseits für eine definierte Vorverdichtung (4bar) des Kraftstoffs eingesetzt. Ein weiterer Vorteil dieser Konditionierung ist die automatische Dampfblasenerkennung, die für eine präzise Kraftstoffmassenmessung unerlässlich ist. Zur Zufuhr wurde eine
pneumatische Pumpe installiert, die den Kraftstoff aus Behältern im Prüfstand zur Kraftstoffwaage förderte. Dies gewährleistete ein geringes Spülvolumen und somit einen geringen
Kraftstoffverlust beim Kraftstoffwechsel.
Schmieröl- und Kühlwasserversorgung:
Da der Einzylindermotor über keinerlei Nebenaggregate verfügt, mussten auch das Motoröl
sowie das Kühlwasser prüfstandsseitig zur Verfügung gestellt werden. Dies erfolgte mit Konditioniereinrichtungen durch die sowohl Druck als auch Temperatur bedarfsgerecht geregelt
werden konnten. Die Solltemperaturen von Öl und Kühlwasser wurden bei 80°C festgelegt.
Das Schmieröl wurde dem Motor über drei Wege zugeführt: Die Nockenwellen und die Kolbenspritze wurden konstant mit je 3,2 bar, die Kurbelwelle mit 3,5 bar versorgt.
52
5 Versuchsträger und Versuchsdurchführung
Leistungsbremse:
Zur Aufnahme der vom Verbrennungsmotor abgegebenen Leistung kam eine Gleichstrompendelmaschine zum Einsatz. Neben dem Generatorbetrieb war auch der Betrieb als Motor
und somit ein Schleppen des Einzylinderaggregats möglich.
Zentrale Schnittstelle, Steuer- und Regeleinheit ist das auf der Programmierumgebung
LabVIEW
basierende
Prüfstandautomatisierungssystem
Autotest2000
der
Firma
Technogermasystems. Hier sind alle Reglerstrukturen hinterlegt und parametriert, soweit
diese nicht in den Geräten selbst integriert sind. Des Weiteren wird der Ablauf der Messroutine gesteuert, die Messgrößen werden erfasst und dokumentiert.
Der schematische Aufbau des Prüfstands ist Abbildung 5-1 in dargestellt.
Abbildung 5-1: Schematischer Prüfstandsaufbau.
5.1.3 Messtechnik
Indizierung:
Den Kern der Messtechnik bildet die Brennraumdruckindizierung, die mittels eines brennraumbündigen Quarz-Drucksensors der Firma Kistler (6061B) dargestellt wurde. Um eine
Ladungswechselanalyse durchführen zu können, wurde zudem eine Niederdruckindizierung
appliziert. In beiden Einlasskanälen (Füllungskanal, Drallkanal) sowie im Auslasskanal kamen piezoresistive Absolutdrucksensoren (Kistler 4045A) zum Einsatz. Die onlineAuswertung der gemessenen Brennraumdrücke erfolgte mittels des Software IndiGO des
FKFS.
53
5 Versuchsträger und Versuchsdurchführung
Luftmassenmessung:
Zur Luftmassenmessung wurde ein Heißfilm-Anemometer mit definierter Beruhigungsstrecke
verwendet (Firma ABB, Sensyflow P). Aufgrund des weiten Betriebsbereichs von sehr niedrigen Drehzahlen und Ladedrücken bis zum Nennleistungspunkt, wurden zwei Massenstrommesser mit verschiedenen Messbereichen eingesetzt um die Auflösung speziell bei
Betriebspunkten niedriger Teillast zu erhöhen.
Kraftstoffmassenmessung:
Der Kraftstoffmassenstrom wurde gravimetrisch mittels der Kraftstoffwaage 733S der Firma
AVL bestimmt. Da alle Messungen stationär durchgeführt wurden, war es möglich eine quasistationäre Kraftstoffmassenmessung mit Zeitnormal durchzuführen. Dazu wurden der mittlere Verbrauch während einer Zeit von 10s und die Standardabweichung dokumentiert. Letztere stellte ein Stabilitätskriterium für eine erfolgreiche Messung dar. Bedingt durch den relativ niedrigen Verbrauch des Einzylinderaggregats konnte ein kleiner Messbereich mit hoher
Auflösung und Genauigkeit gewählt werden.
Messung der Abgasbestandteile:
Zur Bestimmung der Konzentration der Abgasbestandteile Kohlendioxid, Kohlenmonoxid,
Kohlenwasserstoffe, Stickoxide und Restsauerstoff wurde eine Abgasmessanlage AMA2000
der Firma Pierburg eingesetzt. Dazu wurde das heiße Abgas direkt nach dem Krümmer entnommen und der Messanlage über eine beheizte Entnahmeleitung zugeführt um ein Auskondensieren speziell von Kohlenwasserstoffen zu verhindern. Wie bei der Abgasanalyse
der Verbrennung flüssiger Kohlenwasserstoffe üblich wurde Propan (C3H8) als Äquivalent
angenommen. Zur Russquantifizierung wurde die Papierschwärzungsmethode gewählt. Das
hierfür eingesetzte Messgerät 415S verfügte über eine separate Entnahmeleitung, die nach
einem abgasseitigen Dämpfungsbehälter installiert wurde.
Weiterhin wurde eine Vielzahl von integralen Temperatur- und Druckmessstellen appliziert,
die zur Überwachung der Betriebs- und Messbedingungen dienten, im Detail aber hier nicht
näher aufgeführt werden. Die wichtigsten Messgrößen stellten Temperatur und Druck im
Saugrohr und im Auslasskrümmer dar, da diese als Istgrößen in die Reglerstrukturen der
Ladeluft- und Abgasregelung einflossen.
5.1.4 Versuchsablauf
Wie oben beschrieben wurden die Betriebspunkte als Kombination der Parameter Drehzahl,
Last (pmi), Temperatur im Saugrohr, Abgasrückführrate, Raildruck und 50%-Umsatz-Lage
(H50) definiert. Daraus ergab sich die Methodik des Anfahrens der Betriebspunkte: Nach
dem Erreichen der Solldrehzahl im Schleppbetrieb wurde die Ladelufttemperatur bei gegebenem Ladedruck eingeregelt. Die Einspritzung wurde mit dem Sollwert des Raildrucks an
einem stabilen Referenzpunkt in Betrieb genommen. Anhand der Rückmeldung der Größen
54
5 Versuchsträger und Versuchsdurchführung
pmi und H50 durch die Indiziersoftware wurden, durch Variation des Ansteuerbeginns und der
Ansteuerdauer der Einspritzung, die entsprechenden Sollwerte eingestellt. Bei Betrieb mit
AGR wurde nun das AGR-Ventil schrittweise bis zum Erreichen des Sollwerts geöffnet. Währenddessen konnten die Parameter Temperatur im Saugrohr, pmi und H50 gegebenenfalls
nachjustiert werden. Vor dem Start der Messroutine wurde die Erfüllung der Stabilitätskriterien überprüft. Diese sind in Tabelle 5-2 dargestellt.
Kennwert
Einheit
Zulässige Abweichung
Drehzahl
σ_N/N
–
Last
TSR
AGR
σ_pmi/pmi
absolut
absolut
–
°C
%
0,003
0,01
+/- 0,5
H50
absolut
°KW
+/- 2
+/- 0,3
Tabelle 5-2: Stabilitätskriterien für die Zulässigkeit einer Messung.
Die Messdatenerfassung während der Messroutine erfolgte durch zwei Rechner. Das
Indiziersystem erfasst 300 Arbeitsspiele in Grad Kurbelwinkel aufgelöst, die sowohl einzeln
aufgezeichnet wurden als auch in einer gemittelten Datei. Die gemittelten Indizierkennwerte
wurden zusätzlich an das Prüfstandssystem übertragen. Mit Beginn der Messroutine wurden
auch die Abgasanalyse, die Russmessung und die Kraftstoffmassenmessung gestartet. Das
Prüfstandautomatisierungssystem speichert nach einer definierten Vorlaufzeit für die Abgasmessung während 60 Sekunden zu jeder Sekunde den aktuellen Messwert der Luftmasse, der Abgaskonzentrationen und aller integralen Druck- und Temperatur-Messstellen. Sowohl die Routine zur Kraftstoffmassenmessung als auch zur Russbestimmung waren in den
jeweiligen Messgeräten hinterlegt. Die Kraftstoffmasse wurde zeitbasiert gemessen, d.h. ein
über 10s ermittelter Wert wurde erfasst. Während der Messroutine wurden 10 Messungen
aufgezeichnet
und
der
gemittelte
Wert
zur
Dokumentation
an
das
Prüfstandsautomatisierungssystem übergeben. Die Schwärzungszahl wurde pro Messablauf
zweimal ermittelt und der daraus resultierende Mittelwert dokumentiert.
5.2 IAV Injection Analyzer
Die Bestimmung des hydraulischen Einspritzbeginns sowie der Einspritzrate und der Einspritzdauer in Abhängigkeit des untersuchten Kraftstoffes erfolgte mit einem Injection Analyzer der Firma IAV GmbH am LAV der ETH Zürich. Um die Hochdruckpumpe des Einspritzprüfstands nicht durch unterschiedliche Schmiereigenschaften der Kraftstoffe zu belasten,
und um den Verbrauch der speziellen Kraftstoffe möglichst niedrig zu halten, wurde der zu
untersuchende Kraftstoff mit einem Medientrenner vom Standard-Prüföl des Einspritzprüfstands getrennt (siehe Abbildung 5-2).
55
5 Versuchsträger und Versuchsdurchführung
Abbildung 5-2: Einspritzratenmessung unter Verwendung eines Medientrenners (Kolben trennt
Kraftstoff vom Hochdrucksystem des Prüfstands).
Die Wirksamkeit der Trennung zwischen dem Prüföl und dem untersuchten Kraftstoff im
Medientrenner wurde durch eine Kontrollmessung der Kraftstoffzusammensetzung mit einem
Gaschromatographen bestätigt.
Um den Einfluss der untersuchten Kraftstoffe auf die Eigenschaften der Einspritzdüse feststellen zu können, wurden möglichst identische Messbedingungen durch einen standardisierten Ablauf der Messreihen (mit Warmlaufphasen und Kontrollmessungen zu Beginn und am
Ende jeder Messreihe) angestrebt. Die Präzisionswaage am Rücklauf aus dem Einspritzindikator ermöglichte eine zusätzliche Kontrolle der vom Injection Analyzer berechneten eingespritzten Kraftstoffmasse.
5.3
Hochtemperatur- / Hochdruckzelle
5.3.1 Zusammenfassung der Eigenschaften der HTDZ
Die konstant-Volumen Hochtemperatur- und Hochdruckzelle (HTDZ) des LAV besteht aus
einem Brennraum von 110mm Durchmesser und 40mm Tiefe (Abbildung 5-3). Auf der einen
Seite der Kammer befindet sich die zentrale Einbauöffnung für die Einspritzdüse sowie die
Gaswechselorgane und weitere Öffnungen für Sensoren. Auf der anderen Seite erlaubt ein
großes Saphirfenster mit Ø90mm freier Sichtweite die Beobachtung der Einspritzstrahlen
bzw. der Verbrennung. Rundherum können bis zu vier kleinere Fenster (mit Ø48mm freier
Sichtweite) eingebaut werden.
56
5 Versuchsträger und Versuchsdurchführung
Der verwendete Common-Rail Injektor entspricht dem Injektor der in den motorischen Untersuchungen eingesetzt wurde (siehe Tabelle 5-1). Die Ansteuerung erfolgte hier mittels eines
„Fi2re“ Steuergeräts der Firma IAV GmbH. Für die Messungen in der Hochdruckzelle wurde
der notwendige Einspritzdruck über einen pneumatischen Druckwandler erzeugt (HAWE).
Die Zelle und das zugeführte Gas (Stickstoff oder Luft) können elektrisch auf bis zu 750K
erwärmt werden, wobei der maximale Fülldruck der Zelle vor der Verbrennung bei 100bar
liegt. Der Injektor wird bis zur Düsenspitze von einem Wassermantel umgeben um ihn vor
den hohen Wandtemperaturen des Zellkörpers zu schützen.
Abbildung 5-3: Hochtemperatur- und Hochdruckzelle des LAV mit dem Aufbau für die optische
Erfassung der Einspritzstrahlen.
Um Untersuchungen bei Temperaturen von bis zu 1000K durchführen zu können, wurde die
Zelle zusätzlich mit einer Wasserstoffvorverbrennung ausgerüstet. Das hierbei realisierte
Konzept sieht vor, dass der Wasserstoff und die Luft (oder ein beliebiges sauerstoffhaltiges
Gasgemisch) in separaten Zylindern bereitgestellt werden. Ein großer Luftzylinder komprimiert die Gase auf einen hohen Druck und entlässt sie (bei Vorverbrennungsbeginn) in eine
in der Zelle eingebaute Vorbrennkammer, wo sich die Gase mischen und an einer glühenden
Platindrahtwendel entzünden. Die resultierende Flamme gelangt über die mit CFD Rechnun-
57
5 Versuchsträger und Versuchsdurchführung
gen optimierte Düse [42] in die Zelle und wärmt das dort bereits vorhandene, vorgeheizte
Gas weiter auf.
Einen kompletten Zellenzyklus zeigt Abbildung 5-4. Die Zelle wurde zu Beginn des Zyklus
mit Luft unter 25bar Druck gefüllt. Nach dem Schließen des Einlassventils erfolgte die sehr
schnell ablaufende Vorverbrennung, wodurch der Zelldruck auf 80bar und die Zelltemperatur
auf etwa 1350K anstieg. Durch die Wandwärmeverluste sank die Gastemperatur in der Zelle
rasch ab, bis die gewünschten Messbedingungen von 55bar und 950K erreicht wurden. Die
Auslösung der Kraftstoff-Einspritzung erfolgte auf Basis des Zelldrucks.
Abbildung 5-4: Kompletter Zellenzyklus mit Vorverbrennung, Diesel-Einspritzung und Verbrennung.
Ein ausreichender zeitlicher Abstand zwischen der Vorverbrennung und der Injektion ist zur
Homogenisierung der Temperaturverteilung in der Zelle und zur Abschwächung der aus der
Verbrennung resultierenden Turbulenz nötig. Abschätzungen wurden dazu anhand von CFD
Berechnungen angestellt [42].
Im hier vorgestellten Fall wurde die Vorverbrennung mit Wasserstoff und normaler Luft betrieben. Dadurch sank der Sauerstoffgehalt in der Zelle nach der Vorverbrennung auf etwa
70% des Ausgangswertes, was aber die Verfügbarkeit von Sauerstoff für die Kraftstoffverbrennung aufgrund des hohen Zellvolumens kaum einschränkte.
58
5 Versuchsträger und Versuchsdurchführung
5.3.2 Bei Untersuchungen in der HTDZ eingesetzte Messtechnik
Die Brennkammer der HTDZ ist standardmäßig mit einem piezoelektrischen Drucksensor
von der Firma Kistler ausgerüstet. In der Gaszuführung vor dem Einlassventil befindet sich
zusätzlich ein Absolutdrucksensor von Kistler. Die Gastemperatur in der Zelle wird mit einem
oder mehreren Thermoelementen gemessen, schnelle Temperaturgradienten können aber
bedingt durch die Trägheit der Thermoelemente nicht erfasst werden.
Für die optische Erfassung der Ausbreitung der flüssigen Phase der Einspritzstrahlen unter
nicht reaktiven, verdampfenden und nicht verdampfenden Bedingungen wurde eine Hochgeschwindigkeitskamera des Typs High Speed Star 6 von LaVision eingesetzt. Diese kann bei
einer Bildgrösse von 1024x1024 Pixel (12 Bit Graustufenauflösung) bis zu 5400 Bilder pro
Sekunde aufnehmen. Bei den Messungen der Einspritzstrahlausbreitung wurde die Bildgrösse auf 512x384Pixel reduziert um eine höhere Bildfrequenz von 27 kHz zu erreichen (zeitlicher Bildabstand 37μs), wobei nicht alle Einspritzstrahlen abgebildet wurden.
Die Einspritzstrahlen wurden dazu durch die vier seitlichen Fenster der Zelle mit Halogenlampen möglichst gleichmässig beleuchtet. Abgebildet wurde das von den Tröpfchen und
anderen flüssigen Strukturen im Einspritzstrahl gestreute Licht (Mie Streuung). Die Intensität
dieses Streulichts ist hauptsächlich abhängig von der Dichte der Streuzentren (Tröpfchendichte) und der von der Kameraseite her gesehenen „Schichtdicke“ der Streuzone (Einspritzstrahlausdehnung in Kamerarichtung). Im mittleren Bereich der Einspritzstrahlen ist die
Streulichtintensität am höchsten und fällt dann gegen den Rand des Strahls auf den Wert der
(unvermeidbaren) Hintergrund-Streulichtintensität ab.
Für die Messungen der OH-Chemilumineszenz unter reaktiven Bedingungen wurde die Kamera mit einem UV-empfindlichen Hochgeschwindigkeits-Bildverstärker (IRO) von LaVision
ergänzt. Die Chemilumineszenz-Emission des OH Radikals bei etwa 312nm wurde mittels
eines schmalbandigen Interferenzfilters (Zentralwellenlänge 311,7nm, Halbwertsbreite
5,3nm) herausgefiltert. Für die Abbildung wurde ein speziell für den UV-Wellenlängenbereich
entwickeltes Objektiv von Sodern eingesetzt. Bei diesen Messungen wurde der maximal
sichtbare Bereich der Einspritzstrahlen (Ø90mm) mit einer Bildgrösse von 512x512 Pixel
abgebildet, dies ermöglicht eine Bildfrequenz von 20kHz (50μs Bildabstand).
Die Intensität des Russleuchtens für die Dreifarbenpyrometrie wurde mittels einer optischen
Sonde (Optical Light Probe, OLP) durch das grosse Fenster der Zelle erfasst und bei den
Wellenlängen von 680nm, 790nm und 903nm gemessen und ausgewertet (Abbildung 5-3).
Die optische Sonde stammte aus einem laufenden Projekt (KTI 10604.1 PFNM-NM) des
LAV, in dem zusammen mit zwei Schweizer Industriepartnern (Firma Kistler aus Winterthur
und Sensoptic aus Losone) ein miniaturisierter Russsensor für Messungen im Motor entwickelt wird.
59
6 Datenauswertung
6
Datenauswertung
6.1 Definition von Kennwerten
Zur Beurteilung der Kraftstoffe aus motorischer Sicht wurden mehrere Verbrennungs-, Verbrauchs- und Emissionskennwerte gewählt, siehe Tabelle 6-1. Dazu mussten die am Prüfstand gewonnen Daten nachbearbeitet, analysiert und ausgewertet werden.
Verbrennungskennwerte
Name
Zündverzug
Abkürzung
ZV
[ms]
50%-Umsatz-Lage
auf Heizverlaufbasis
50%-Umsatz-Lage
auf Brennverlaufbasis
H50
Verbrauchskennwerte
Name
Spezifischer
Verbrauch
Abkürzung
bi
[g/kWh]
Energieeintrag
mB*Hu
[°KW n.OT]
[J/ASP]
Spezifische
Kohlendioxid[°KW n.OT]
emissionen
B50
CO2_P
[g/kWh]
Brenndauer: BrennBDBB50
beginn bis 50%[ms]
Umsatz
Brenndauer: 50%- bis
BD5090
90% -Umsatz
Emissionskennwerte
Name
Abkürzung
Spezifische
CO_P
Kohlenmonoxid[g/kWh]
emissionen
Spezifische
HC_P
Kohlenwasserstoff[g/kWh]
emissionen
Spezifische
NOX_P
Stickoxidemissionen
[g/kWh]
Spezifische
Russemissionen
Russ_P
[mg/kWh]
[ms]
Brenndauer: Brennbeginn bis 90%Umsatz
BDBB90
[ms]
Tabelle 6-1: Verbrennungs-, Verbrauchs- und Emissionskennwerte zur Beurteilung der Kraftstoffe aus motorischer Sicht.
6.1.1 Bestimmung der Verbrennungskennwerte
Grundlage der Verbrennungskennwerte waren die am Prüfstand gemessenen, Grad Kurbelwinkel aufgelösten Druckverläufe aus Hoch- und Niederdruckindizierung. Während die direkte Betrachtung am Prüfstand lediglich eine Beurteilung des Heizverlaufs erlaubte, wurden im
Nachgang (offline) Druckverlaufsanalysen unter Berücksichtigung der Wandwärmeverluste
durchgeführt. Zur Ermittlung der Brennverläufe wurden mittels der Software Tiger der Firma
EnginOS Gesamtanalysen (d.h. sowohl Analysen des Hochdruckteils als auch des Ladungswechsels) durchgeführt. Die dabei essentielle Nulllinienfindung basiert dabei auf der
Referenzdruckmethode, wobei die Druckreferenz durch den Drucksensor im Drallkanal im
Bereich von 15°KW vor bis 5°KW nach GUT dargestellt wurde. Zur Ermittlung der Wandwärme wurde ein Wandwärmemodell nach Hohenberg verwendet.
Für die Bestimmung des Zündverzugs (siehe Abbildung 6-1) war die Kenntnis von zwei Größen notwendig: Zum einen wurde der hydraulische Einspritzbeginn benötigt, der um den
hydraulischen Verzug später auftritt, als die elektrische Ansteuerung der Einspritzung. Dieser
wurde in umfangreichen Messreihen mittels eines IAV Injection Analyzers am LAV für alle
60
6 Datenauswertung
Kraftstoffe unter verschiedensten Bedingungen ermittelt (vgl. Abschnitt 4.2.4). Zum anderen
musste der Brennbeginn ermittelt werden. Dies geschah in einem ersten Ansatz mit der
Nulldurchgangsmethode. Das heißt der Brennbeginn wurde definiert als dQb = 0 nach dem
Wärmeentzug durch die Verdampfungsenthalpie des eingespritzten Kraftstoffs. Der Zündverzug ist nun die Differenz aus hydraulischem Einspritzbeginn und Brennbeginn.
40
80
Einspritz-Trigger
30
Brennverlauf
60
Zündverzug
Hydr. Verzug
20
40
10
20
0
0
Brennverlauf [J/°KW]
ES-Trigger [V], ES-Rate [mg/°KW]
Einspritzverlauf
Brennbeginn
-10
Einspritzbeginn
Einspritz-Trigger
170
ZOT
190
Kurbelwinkel [°KW]
200
-20
Abbildung 6-1: Definition des Zündverzugs.
Wie bereits erwähnt, handelte es sich bei der Bestimmung des Brennbeginns mittels der
Nulldurchgangsmethode um einen ersten Ansatz. Dieser wies zwar bei der Auswertung der
Brennverläufe aus Blockeinspritzuntersuchungen durchweg zufriedenstellende Ergebnisse
auf, war allerdings bei der Auswertung von mit Mehrfacheinspritzung erzielten Messdaten
teilweise nicht anwendbar. Der Grund hierfür liegt in der zum Teil aufgetretenen Überlagerung der Wärmefreisetzung durch die Voreinspritzung und dem Wärmeentzug durch die Verdampfung des in der Haupteinspritzung eingespritzten Kraftstoffs. Die Folge ist in Abbildung
6-2 veranschaulicht: Nach dem Wärmeentzug durch die Verdampfungsenthalpie wurde die
Nulllinie nicht in jedem Fall durchschritten und somit war dieses Kriterium nicht mehr anwendbar.
61
15
15
10
10
5
5
0
0
-5
150
ZOT
210
Kurbelwinkel [°KW]
240 150
ZOT
210
Kurbelwinkel [°KW]
Brennverlauf [J/°KW]
Brennverlauf [J/°KW]
6 Datenauswertung
-5
240
Abbildung 6-2: Nulllinenmethode zur Bestimmung des Brennbeginns bei Mehrfacheinspritzung.
Deshalb musste ein Kriterium entwickelt werden, das sowohl für Untersuchungen mit als
auch ohne Voreinspritzung anwendbar ist. Es wurden zwei Punkte im Brennverlauf gewählt,
die durch das Maximum und 50% des Maximums der 1. Ableitung des Brennverlaufs definiert sind. Durch diese beiden Punkte wurde eine Tangente gelegt, deren Nulldurchgang
dann stellvertretend den Brennbeginn ausweißt, wie dies Abbildung 6-3 illustriert ist.
40
40
Einspritz-Trigger
30
Brennverlauf
dBV/dφ
Tangente
20
20
0.5*
(max. dBV/dφ)
max. dBV/dφ
10
10
0
0
Brennbeginn
-10
ZOT
185
190
Kurbelwinkel [°KW]
195
Abbildung 6-3: Bestimmung des Brennbeginns nach der Tangentenmethode.
62
-10
Brennverlauf [J/°KW]
ES-Trigger [V], ES-Rate [mg/°KW]
Einspritzverlauf
30
6 Datenauswertung
Somit war ein Nulldurchgang des Brennverlaufs nach dem Wärmeentzug durch die Verdampfungsenthalpie für die Bestimmung des Brennbeginns nicht mehr notwendig. Ein Vergleich der gefundenen Brennbeginne mit Nulldurchgangs- und Tangentenmethode der Untersuchungen mit Blockeinspritzung zeigte sehr gute Übereinstimmung der Werte. Folglich
war es möglich das Tangentenkriterium durchgängig anzuwenden. Bei der Bestimmung des
Zündverzugs bei Untersuchungen mit Mehrfacheinspritzung wurde der zeitliche Abstand
zwischen Haupeinspritzung und Wärmefreisetzung durch die Hauptverbrennung herangezogen, d.h. die Wärmefreisetzung durch die Voreinspritzung wurde als „Konditionierung“ des
Brennraums definiert.
Die 50%-Umsatz-Lagen wurden in beiden Fällen, d.h. sowohl auf Basis des Heizverlaufs als
auch auf Basis des Brennverlaufs als Lage (Kurbelwinkel) von 50% der umgesetzten Energie
definiert. Dazu war in einem ersten Schritt die Summe bzw. der summarische Verlauf der
umgesetzten Energie zu berechnen, die folgendem Integral (Gleichung (6.1) entspricht:
Q
BE

BB
dQ
 d
d
(6.1)
Zur Berechnung der Kennwerte war eine auf die umgesetzte Energie normierte Betrachtung
obiger Gleichung sinnvoll. Damit ergaben sich die Kurbelwinkel der 50%-Umsätze aus Heizverlauf (H50, Q = Qh) und Brennverlauf (B50, Q = Qb) wie folgt ((6.2, (6.3):
X() 
Q()
QUM
50%  Umsatzlage  ( X  0.5)
(6.2)
(6.3)
Die Berechnung der Brenndauern erfolgte unter Berücksichtigung des, wie im Obigen beschrieben, ermittelten Brennbeginns, wobei:
-
„BDBB50“ der Zeit zwischen Brennbeginn und 50%-Umsatzlage,
-
„BD5090“ der Zeit zwischen 50 und 90%-Umsatzlage,
-
„BDBB90“ der Zeit zwischen Brennbeginn und 90%-Umsatzlage
entspricht. Die Umsatzlagen wurden auf Basis des Brennverlaufs mittels der Gleichungen
(6.2) und (6.3) bestimmt.
6.1.2 Berechnung der spezifischen Verbrauchs- und Emissionsgrößen
Wie in Abschnitt 4 erläutert, erfolgte die Einstellung aller Betriebspunkte pmi-basiert. Folglich
wurden alle spezifischen Größen auf die indizierte Leistung (Pi, Gleichung (6.4)) bezogen.
D.h. der Reibmitteldruck bzw. die Reibleistung fand keine Berücksichtigung.
Pi  k  p mi  VH  n
(6.4)
63
6 Datenauswertung
Die Kraftstoffmasse wurde zeitbasiert gemessen, folglich ergibt sich der spezifische Kraftstoffverbrauch zu:
bi 
mB,Messung
(6.5)
Pi
Zur Ermittlung des Energieeintrags war die Kenntnis der pro Arbeitspiel eingespritzten Kraftstoffmasse erforderlich, die sich anhand Gleichung (6.6) berechnet. Diese wurde weiterhin
mittels der stöchiometrischen Verhältnisse auf Plausibilität überprüft (Gleichung (6.7)).
mB,ASP 
mB,Messung
mB,ASP 
(6.6)
n
mL,ASP
L st   Brettschneider
(6.7)
Dazu musste das stöchiometrische Verhältnis berechnet werden. Die als Gleichung (6.8)
angeführte Brettschneider-Gleichung basiert auf einer Bilanzierung der gemessenen Abgaskomponenten [43].

21
[CO] /[CO 2 ]
(21  50
K  [CO] /[CO 2 ]
H
O
[CO]
K
[NO]
 [O 2 ]  ( CV 
 CV )  ([CO 2 ]  [CO]) 
)
2
4 K  [CO] /[CO 2 ]
2
2

H
O
(1  CV  CV )  ([CO2]  [CO]  [HC])
4
2
WCV
[CO] /[CO 2 ]

 ([CO 2 ]  [CO]  [HC])
2 K  [CO] /[CO 2 ]

H
O
(1  CV  CV )  ([CO 2 ]  [CO]  [HC])
4
2
[CO 2 ] 
(6.8)
Die Berechnung der spezifischen Emissionsgrößen erfolgte gemäß der EWG-Richtlinie
2005/55/EG
[44]. Darin ist die Umrechnung gemessener Konzentrationen von Abgasbestandteilen für das
Rohabgas von Dieselmotoren beschrieben. Bezogen auf die indizierte Leistung ergaben sich
folgende Berechnungsvorschriften:
CO 2 _ P 
CO _ P 
0,001518  [CO 2 ]  (mL  mB )
Pi
0,000966  [CO]  (mL  mB )
Pi
64
(6.9)
(6.10)
6 Datenauswertung
HC _ P 
0,000479  [HC]  c FID  (mL  mB )
Pi
(6.11)
0,001587  [NO X ]  (mL  mB )
Pi
(6.12)
NO X _ P 
Zur Berechnung der spezifischen Russemissionen mussten die nach der Filterpapiermethode gemessenen Schwärzungszahlen durch eine empirisch ermittelte Korrelation nach [45] in
einem ersten Schritt in Russkonzentrationen umgerechnet werden.
[Russ] 
R T
1
 FSN  5,32  exp(0,3062  FSN)  S 
0,405
p
(6.13)
Folglich ergaben sich die spezifischen Russemissionen zu:
Russ _ P 
[Russ]  (mL  mB )
Pi
(6.14)
6.1.3 Beurteilung der optischen Untersuchungen
Die Einspritzstrahlausbreitung wurde anhand der Aufnahmen der Mie-Streuung analysiert.
Daraus können unmittelbar zwei Messgrössen entnommen werden [47]: Zum Einen kann die
Eindringtiefe des Strahls in Abhängigkeit der Zeit gemessen werden. Zum Anderen stellt die
Projektion der dreidimensionalen Spray-Wolke auf die Bildebene die vom Spray erfasste
Fläche dar. Da die Signalintensität innerhalb eines Bildes im Prinzip kontinuierlich vom Maximum bis zu Null abnehmen kann, wird ein Schwellwert für die Signalstärke festgelegt. Ist
das Signal kleiner als dieser Schwellwert, gibt es per Definition keine flüssige Phase mehr.
Bei den Messungen wurde die Beleuchtungsstärke jeweils so eingerichtet, dass die maximale Signalintensität noch im dynamischen Bereich des Detektors (0 - 4095 Signal-"counts")
liegt. Als Schwellwert wurde dann für sämtliche Messungen 200 counts festgelegt, was ~5%
des dynamischen Bereichs entsprach. Mit diesem einheitlichen Kriterium werden nun die
Kraftstoffe bei "nicht-verdampfenden" und "verdampfenden" Zellenbedingungen verglichen.
Da das Kriterium "Eindringtiefe" nicht geeignet war, um zwischen den Kraftstoffen zu differenzieren, wurden Anhand der Flächen des Sprays Unterschiede zwischen den Kraftstoffen
sichtbar gemacht.
Die OH-Chemilumineszenz ist ein geeigneter Indikator für die Zündung und die Ausbreitung
von Flammen. Aus den zeitaufgelösten Aufnahmen dieser Chemilumineszenz können also
65
6 Datenauswertung
Zündzeitpunkt, Ort der Zündung im Einspritzstrahl und die räumliche Entwicklung der Flammenstruktur ermittelt werden. Der Flächenanteil von aktiven Reaktionszonen an der Gesamtfläche ermöglicht eine (zumindest qualitative) Beurteilung der Verbrennungsintensität (Umsatzrate), die mit der aus der Prozessrechnung bestimmten Energiefreisetzungsrate (siehe
unten) verglichen werden kann. Da die Hochgeschwindigkeitskamera für die Wellenlängen
nicht empfindlich ist, bei denen die Chemilumineszenz des OH-Radikals beobachtet wird,
muss für diese Messungen ein UV-empfindlicher Bildverstärker eingesetzt werden. Das
Flammenleuchten und insbesondere die intensive breitbandige Russ-Emission wurden mit
einem geeigneten Interferenzfilter unterdrückt. Testmessungen mit einem zusätzlichen UVBandpassfilter haben gezeigt, dass das benutzte Interferenzfilter das Flammenleuchten im
sichtbaren und UV-nahen Bereich sehr effizient blockiert. Ein gewisser Nachteil des Bildverstärkers besteht darin, dass das räumliche Auflösungsvermögen der Bilder weniger gut war
als bei den Messungen der Mie-Streuung, d.h. feinere Details wurden verwaschen abgebildet.
Die Energiefreisetzungsraten bei der Verbrennung in der HTDZ wurden basierend auf dem
Einspritzverlaufs und dem Druckverlauf in der Zelle mit dem LAV-eigenen Prozessrechnungswerkzeug WEG [46] bestimmt. Das Programm wurde durch ein spezielles Wandwärmeübergangsmodell an die Bedingungen der Versuchskammer angepasst.
Russmessungen wurden mittels pyrometrischer Methoden durchgeführt. Die optische
Sonde, mit der das Russleuchten erfasst wurde, liefert ein räumlich gemitteltes Signal der
Russstrahlung bei drei Wellenlängen im roten und nahen infraroten Spektralbereich, welches
zur Dreifarbenpyrometrie verwendet wird. Das Signal wurde zusammen mit dem Druckverlauf auf einem Transientenrekorder mit hoher zeitlicher Auflösung aufgezeichnet. Die Auswertung der gemessenen Russleuchtintensitäten bei den drei Wellenlängen erfolgte ebenfalls im LAV-eigenen Prozessrechnungsprogramm WEG. Die Berechnung der Russtemperatur und des KL Faktors als Mass für die Russ-Konzentration wurde durch in mehreren am
LAV vorangegangenen Projekten validiert [48], [49]. Die ermittelte Russtemperatur, d.h. näherungsweise die Gastemperatur der Reaktionszone, konnte wiederum mit der aus der Prozessrechnung ermittelten Temperatur in der verbrannten Zone verglichen werden. Der zeitliche Verlauf des KL-Faktors und der Zeitpunkt der maximalen Russkonzentration tKL-Max
erlaubten Rückschlüsse auf die ablaufenden Prozesse in der Phase der Russbildung und der
Russ-Oxidation. Zudem wurden aus der WEG-Rechnung wichtige Kenngrössen wie Zündverzug, relative Anteile von vorgemischter und diffusiver Verbrennung sowie die Brenndauer
und die Lage des 50% Umsatzpunktes erhalten.
66
6 Datenauswertung
6.2
Modellierung, Validierung und Auswertung der DoE-Daten
6.2.1 Modellierung und Validierung der Daten aus Blockeinspritzuntersuchungen
Die Planung der Versuche mit Blockeinspritzung erfolgte unter statistischen Gesichtspunkten
(vgl. Abschnitt 4.1) mit dem Ziel, die Ergebnisse als Funktion der Variationsparameter beschreiben zu können und somit das Verhalten der Kraftstoffe zu charakterisieren.
Dazu wurden die gewählten Ergebnisgrößen der pro Betriebspunkt und Kraftstoff vermessenen 60 Messpunkte zur Modellierung und der weiteren 10 Validierungspunkte in die MBCToolbox eingelesen. Die Zuordnung erfolgte für die verschiedenen Kombinationen der Eingangsgrößen Ladelufttemperatur, Abgasrückführrate, Raildruck und Ansteuerbeginn der
Haupteinspritzung. Durch einen in der Toolbox implementierten Dateneditor war zudem eine
letzte Überprüfung der Genauigkeit der Übereinstimmung der am Prüfstand eingestellten
Parameterkombinationen mit den vordefinierten Versuchsplänen möglich.
Die eigentliche Modellierung erfolgte unter Verwendung von Polynomansätzen bis zum dritten Grad, d.h. es wurde in einem ersten Ansatz für jede Ergebnisgröße jeweils ein lineares,
ein quadratisches und ein kubisches Modell erzeugt. Nachfolgend wurde jedes dieser Modelle mit den in Abschnitt 4.1.1 vorgestellten Werkzeugen (Elimination von Ausreißern, Box-Cox
Transformation, und schrittweise Regression) optimiert. Das Modelloptimierungsverfahren ist
dabei ein iterativer Prozess, d.h. die Optimierungswerkzeuge müssen verschieden kombiniert werden um letztendlich eine bestmögliche Annäherung des Modells an die gemessenen
Modelldaten unter Berücksichtigung der Validierungsdaten zu erreichen. Im letzten Schritt
gilt es dann, das Polynom als endgültiges Modell zu wählen, dass die beste Übereinstimmung mit Mess- und Validierungsdaten aufweist. Anhand der Modellierung der Zündverzugszeit des Kraftstoffs FT-Naph bei 2000U/min und 10bar pmi soll dies nun veranschaulicht
werden.
In Abbildung 6-4 sind die Residuen sowie die Modellkennwerte PRESS RMSE, RMSE und
Validierungs-RMSE für das lineare, das quadratische und das kubische Polynommodell nach
erfolgter Bestimmung der Modellkoeffizienten (Gleichung (4.14) dargestellt. Alle Modellterme
des jeweiligen Polynoms (linear: 5 Terme, quadratisch: 15 Terme, kubisch: 35 Terme) werden berücksichtigt und die Ergebnisgrößen wurden nicht transformiert (Box-Cox: λ=1). Dies
stellte nun die Basis für nachfolgend durchgeführte Modelloptimierungen dar. In einen ersten
Schritt wurde die Normalverteilung der Residuen graphisch anhand der Darstellung über
dem
vorhergesagten
Ergebnis
(Abbildung
6-5)
überprüft.
Durch
eine
Box-Cox-
Transformation kann nun eine Stabilisierung der Varianz erreicht werden, d.h. die Ergebnisgröße wurden mittels Gleichung (4.15 transformiert um die Residuen einer Normalverteilung
anzunähern. Die Normalverteilungsannahme der Residuen bildet die notwendige Grundlage
67
6 Datenauswertung
vieler statistischer Tests, da diese eine zumindest approximierte Normalverteilung voraussetzen [39].
Abbildung 6-4: Residuen und Kennwerte von Polynommodellen vor durchgeführter Modelloptimierung.
Abbildung 6-5: Stabilisierung der Varianz nicht normalverteilter Residuen durch eine Box-CoxTransformation.
68
6 Datenauswertung
Nachfolgend wurde die Signifikanz der einzelnen Modellterme der Polynome bewertet. Das
Verfahren der schrittweisen Regression stützt sich auf den T-Test, der die Abweichung von
der statistischen Nullhypothese (Einfluss auf die Ergebnisgröße ist nicht vorhanden) bewertet
[37]. Zielwert dieser schrittweisen Optimierung (schrittweisen Nichtberücksichtigung einzelner Modellterme) ist die Minimierung der PRESS mit dem Ziel einer hohen Vorhersagegüte
(vgl. Abschnitt 4.1.1).
Zur Identifikation von Ausreißern wurde nun die Darstellung der studentisierten Residuen (für
deren Herleitung wird auf [37] verwiesen) gewählt. Diese können aber nur die übermäßige
Abweichung einzelner Messergebnisse identifizieren und nicht deren Ursache belegen. Deshalb ist es vor der Eliminierung von Ausreißern hinsichtlich der Verbesserung der Modellierungskennwerte von großer Bedeutung die Sinnhaftigkeit dieser zu überprüfen. Das geeignete Kriterium hierfür ist der Validierungs-RMSE: Wird dieser durch die Nichtberücksichtigung
einzelner Messerergebnisse vergrößert, ist davon auszugehen, dass es sich nicht um einen
Ausreißer handelt.
Abbildung 6-6: Residuen und Kennwerte von Polynommodellen nach durchgeführter Modelloptimierung.
In Abbildung 6-6 sind die Residuen und Kennwerte der Polynommodelle nach durchgeführten Optimierungen dargestellt. Es konnten signifikante Verbesserungen der Modellgüte
69
6 Datenauswertung
(RMSE) und der Vorhersagefähigkeit der Modelle (PRESS RMSE) erreicht werden, wie ein
Vergleich mit den in Abbildung 6-4 gezeigten Kennzahlen verdeutlicht. Die höchste Modellgüte und Vorhersagefähigkeit wurde mit dem kubischen Polynom erzielt, wobei RMSE und
PRESS RMSE gute Übereinstimmung zeigten. Demnach wurde dieses Modell als „Best“
definiert.
Eine abschließende Überprüfung erfolgte anhand der Validierungsdaten (Abbildung 6-7). Da
hier eine sehr gute Übereinstimmung des Modells an allen Validierungspunkten gefunden
wurde, konnte das optimierte kubische Modell exportiert und zum Vergleich mit den weiteren
Kraftstoffen herangezogen werden.
Abbildung 6-7: Exemplarische Modellbewertung anhand von Validierungsdaten.
6.2.2 Entwicklung eine Auswertewerkzeugs
Ausgangspunkt der Entwicklung eines eigenen Werkzeugs zur Auswertung der mittels der
MBC-Toolbox erzeugten Polynommodelle war einerseits die Notwendigkeit mehrere Modelle
(von verschiedenen Kraftstoffen) miteinander zu vergleichen, die das erwerbbare Softwarepaket nicht beinhaltet. Andererseits war es das Ziel, die Ergebnisgrößen nicht nur als Funktion der Eingangsgrößen zu betrachten, sondern gegebenenfalls als Funktion einer weiteren
Ergebnisgröße. Dies soll weiter unten anhand eines Beispiels verdeutlicht werden. Weiterhin
sollte ein Werkzeug verfügbar sein, das es erlaubt aus der Vielzahl an Modellen auf effiziente und anschauliche Weise Vergleiche zwischen den Kraftstoffen anstellen zu können.
Zur Veranschaulichung der Ergebnisse wurde eine zweidimensionale Darstellung gewählt,
d.h. drei der vier Eingangsgrößen mussten mit einem festen Wert innerhalb des jeweiligen
70
6 Datenauswertung
Variationsbereichs belegt werden. Die Auswertung des Polynoms erfolgte dann über eine
Punkt-zu-Punkt Berechnung bei einer vordefinierten Schrittweite der als Laufvariable definierten vierten Eingangsgröße.
Da der Wirkungsgrad und die Emissionen sehr stark von der 50%-Umsatzlage abhängen, ist
es sinnvoll diese Ergebnisgrößen in Abhängigkeit von H50 anstelle des Ansteuerbeginns der
Haupteinspritzung darzustellen. Da die Umsatzlage aber von allen Eingangsgrößen abhängig ist (exemplarisch für zwei Eingangsgrößen in Abbildung 6-8 illustriert), musste das jeweilige H50-Modell in einem ersten Schritt ausgewertet werden. Als anzupassender Parameter
wurde die Einspritzlage aufgrund des am stärksten ausgeprägten Einflusses auf die 50%Umsatzlage gewählt. Sollten beispielsweise die spezifischen Kohlenmonoxidemissionen in
Abhängigkeit der Abgasrückführrate bei konstanter Umsatzlage dargestellt werden, wurde in
einem ersten Schritt für jedes AGR-Inkrement (Schrittweite z.B. 0:0,1:40% AGR  401 Inkremente) ein Ansteuerbeginn der Haupteinspritzung berechnet, für den das H50-Modell den
gewünschten Wert erreicht. Mittels der Kombination aus AGR- und berechneten ABHEInkrementen wurde dann das CO-Polynom ausgewertet. Bei Wahl der Ladelufttemperatur
oder des Raildrucks als Laufvariable wurde analog verfahren. Somit konnte die eigentliche
Ergebnisgröße 50%-Umsatzlage für die Betrachtung von Verbrauch und Emissionen als vierte Eingangsgröße gewählt werden.
H50 [°CAaTDC]
PEV [-]
AGR [%]
ABHE [°KWvOT]
Abbildung 6-8: 50%-Umsatzlage in Abhängigkeit der Eingangsgrößen AGR und ABHE.
71
6 Datenauswertung
Für eine komfortable und effiziente Bedienung wurde eine graphische Benutzeroberfläche
programmiert, die in Abbildung 6-9 dargestellt ist. Hier können die zu betrachtenden Kraftstoffe, der Betriebspunkt, die Ergebnisgröße sowie die Laufvariable und die Werte der statischen Variablen gewählt werden. Des Weiteren wurden gleichfalls die Ergebnisse aus den
Untersuchungen mit Voreinspritzung als auch die der Volllastuntersuchungen integriert. Neben der graphischen Darstellung können auch numerische Ergebnisse betrachtet werden.
Das Programm wurde als selbstständig lauffähig konzipiert, d.h. weder das zugrunde liegenden Programm MATLAB noch die MBC-Toolbox müssen auf dem ausführenden Rechner
vorhanden sein.
Abbildung 6-9: Graphische Benutzeroberfläche zur Darstellung der Ergebnisse der motorischen Untersuchungen.
Dieses Auswertewerkzeug wird in Anlage zu der vorliegenden Arbeit zur Verfügung gestellt,
um detailliertere Einblicke in die Ergebnisse aus den motorischen Untersuchungen zu erlauben, als dies im Rahmen dieses Berichts möglich ist. Eine ausführliche Beschreibung der
Bedienung findet sich im Anhang, Abschnitt 10.2.
72
6 Datenauswertung
6.3 Kumulierte Tabellen / Gewichtungsfunktion
Um in abschließenden Betrachtungen eine Bewertung der Kraftstoffe aus motorischer Sicht
zu erlauben wurde eine Gewichtungsfunktion (Gleichung (6.15) eingeführt. Ziel der Einführung dieser Funktion war es, durch eine Zusammenfassung der motorischen Ergebnisse
eine Abschätzung des Potenzials der verschiedenen Kraftstoffblends und damit der einzelnen Merkmal prägenden Kraftstoffkomponenten tätigen zu können.
Als Bewertungsgrößen wurden der spezifische Kraftstoffverbrauch, der Energieeintrag sowie
alle spezifischen Emissionsgrößen gewählt. Die Bezugsgrößen stellten naheliegender Weise
die Ergebnisse des Referenzkraftstoffs dar. Nachdem die zu betrachtenden Messpunkte gewählt wurden, wurden die prozentualen Unterschiede des jeweiligen Kraftstoffs zum Referenzkraftstoff mit dem Ergebniswert des Referenzkraftstoffs multipliziert und auf den arithmetischen Mittelwert aller für die Kumulation berücksichtigten Messwerte bezogen. Durch dieses Vorgehen wurde erreicht, dass Unterschiede bei Messpunkten mit hohen Verbrauchsbzw. Emissionswerten des Referenzkraftstoffs mit hohem Gewicht in die Bewertung eingehen. Somit wurden wenig relevante Unterschiede bei absolut gesehen niedrigen Emissionen
auch mit geringem Gewicht berücksichtigt.
~
y
 x RDF

i
 RDF
 y i 

i1 x
~
y  n RDF 
 xi 
 RDF 

i1  x

n
yi
gewichteter Unterschied von Kraftstoff y [%]
Vorteil von Kraftstoff y bei Betriebsbedingung i
[%]
x RDF
Ergebnis von Kraftstoff RDF bei Betriebsbedini
(6.15)
gung i [kg/kWh, J, g/kWh, mg/kWh]
x RDF Über alle betrachteten Betriebsbedingungen gemitteltes Ergebnis von Kraftstoff RDF [kg/kWh,
J, g/kWh, mg/kWh]
Diese gewichtete Kumulation wurde in verschieden Umfängen angewandt. Zum Einen wurden lediglich Messungen mit Blockeinspritzung berücksichtigt, zum Anderen die Messungen
mit Voreinspritzung. Weiterhin wurde auch eine Zusammenfassung beider Untersuchungsstrategien durchgeführt.
Zur Bewertung wurden die kumulierten prozentualen Unterschiede mittels einer Umwandlung
in Symbole abstrahiert. Die dazu verwendeten Grenzen sind in Tabelle 6-2 aufgeführt. Diese
wurden so gewählt, dass einerseits eine übersichtliche Beurteilung der gefundenen Unterschiede zum Referenzkraftstoff möglich ist und andererseits die gefundenen Abweichungen
adäquat abgedeckt werden. Unter diesem Gesichtspunkt wurden die verschiedenen Grenzen zur Abstrahierung der Verbrauchs- (denen auch die Kohlendioxidemissionen zugeteilt
wurden) und Emissionsunterschiede definiert.
73
6 Datenauswertung
Abstrahierung
Symbol
bi
mBxHu
CO2_P
CO_P
HC_P
NOx_P
Russ_P
−−
−
o
+
++
+++
[%]
[%]
[%]
[%]
[%]
[%]
≥+2.5
≥+2.5
≥+2.5
≥+16
≥+16
≥+16
≥+16
+2.4 ... +0.5
+2.4 ... +0.5
+2.4 ... +0.5
+15 ... +5.0
+15 ... +5.0
+15 ... +5.0
+15 ... +5.0
+0.4 ...
+0.4 ...
+0.4 ...
+4.9 ...
+4.9 ...
+4.9 ...
+4.9 ...
-0.4
-0.4
-0.4
-4.9
-4.9
-4.9
-4.9
-0.5 ... -2.4 -2.5 ... -4.4 -4.5 ... -6.4
-0.5 ... -2.4 -2.5 ... -4.4 -4.5 ... -6.4
-0.5 ... -2.4 -2.5 ... -4.4 -4.5 ... -6.4
-5.0 ... -15 -16 ... -30 -31 ... -50
-5.0 ... -15 -16 ... -30 -31 ... -50
-5.0 ... -15 -16 ... -30 -31 ... -50
-5.0 ... -15 -16 ... -30 -31 ... -50
Tabelle 6-2: Grenzwerte zur Abstrahierung der kumulierten motorischen Ergebnisse.
74
++++
[%]
≤ -6.5
≤ -6.5
≤ -6.5
≤ -51
≤ -51
≤ -51
≤ -51
7 Ergebnisse
7
7.1
Ergebnisse
Diskussion der Ergebnisse
7.1.1 Kraftstoffeinflüsse auf das hydraulische Injektorverhalten
Trotz der unterschiedlichen Viskositäten von 1.65mm2/s (FT-lIBP bei 40°C) bis zu 2.82mm2/s
(FT-Alc bei 40°C) und der verschiedenen Schmiereigenschaften von 309μm (FT-iPar bei
60°C) und 424μm (FT-Alc bei 60°C; bestimmt nach der HFRR-Methode) waren am LAV nur
geringe Unterschiede im hydraulischen Injektorverhalten messtechnisch erfasst worden.
Unabhängig vom eingestellten Einspritzdruck und der gewählten Einspritzdauer war ein nahezu identischer hydraulischer Verzug beobachtet worden, d.h. der hydraulische Einspritzbeginn erfolgte annähernd konstant 284μs (Standardabweichung 11 μs) nach der elektrischen Ansteuerung des Injektors ohne erkennbaren Einfluss des untersuchten Kraftstoffs
und der Einspritzbedingungen (siehe Abbildung 7-1). Im Fall der maximalen Einspritzmenge
(Abbildung 7-1 - links) waren weiterhin der Anstieg der Einspritzrate und der „konstante“ Teil
der Rate ohne nennenswerten Kraftstoffeinfluss. Lediglich bezüglich des Einspritzendes fallen die Kraftstoffe FT-iPar, FT-Olef und FT-lIBP aus dem Rahmen: Die Düse schließt deutlich früher als bei den anderen Kraftstoffen (Einspritzmassen etwa 5% geringer). Bei der minimalen Einspritzrate war ein ähnliches Verhalten ersichtlich. Das wiederum früheste Einspritzende (Abbildung 7-1 - rechts) war bei den Kraftstoffen FT-iPar, FT-Olef und FT-lIBP
beobachtet worden, wobei hier aufgrund des ballistischen Betriebs der Düsennadel keine
konstante Phase im Einspritzverlauf zu finden war und damit der festgestellte Unterschied in
der eingespritzten Kraftstoffmasse größer war (bis zu 20%).
Abbildung 7-1: Am LAV gemessene Einspritzraten aller Kraftstoffe; links bei max. Einspritzmenge (pinj=1500bar, tinj=1.0ms) und rechts bei min. Einspritzmenge (pinj=500bar, tinj=0.5ms).
Es war jedoch nicht möglich die unterschiedlichen Endpunkte und die daraus resultierenden
Unterschiede in der eingespritzten Kraftstoffmasse mit den unterschiedlichen Kraftstoffeigenschaften bezüglich Viskosität und Schmierfähigkeit eindeutig zu korrelieren. In Abbildung
75
7 Ergebnisse
7-2 sind die bei einer elektrischen Ansteuerdauer von 1.0ms und verschiedenen Einspritzdrücken ermittelten eingespritzten Kraftstoffmassen gegenüber der kinetischen Viskosität
und der Schmierfähigkeit relativ dargestellt. Hierzu muss erwähnt werden, dass die Ergebnisse aus zwei unterschiedlichen Messkampagnen stammen (Ergebnisse aus der zweiten
Kampagne sind mit einem * markiert) und es somit nicht ausgeschlossen werden kann, dass
die Unterschiede durch (nicht erkannte) Veränderungen zwischen den beiden Messkampagnen verursacht worden sind.
Abbildung 7-2: Einfluss der kinematischen Viskosität und der Schmierfähigkeit (HFRR) auf die
Einspritzmasse bei einer Einspritzdauer von 1.0ms. (* Kraftstoffe wurden in einer anderen
Messkampagne vermessen. )
Die hier gefundenen Differenzen in den eingespritzten Kraftstoffmassen konnten nicht direkt
mit den motorischen Ergebnisse verglichen werden, da bei den motorischen Untersuchungen durch eine Anpassung der Ansteuerdauer angestrebte indizierte Mitteldrücke eingestellt
wurden und die Ansteuerzeit somit eine variable Größe war (vgl. Abschnitt 4). Weiterhin sind
Heizwert und Brennverhalten für das motorische Verhalten entscheidende Größen, die in der
Analyse des Injektorverhaltens keine Berücksichtigung finden konnten. Gleichwohl wurden
die ermittelten hydraulischen Einspritzverzüge herangezogen um die Zündverzüge zu berechnen (siehe Abschnitt 6.1.1).
7.1.2 Einspritzstrahlausbreitung
Bezüglich der Ausbreitung der Einspritzstrahlen unter verdampfenden und nicht verdampfenden Bedingungen konnten bezüglich der axialen Ausbreitung nur sehr geringe Differenzen zwischen den betrachteten Kraftstoffen festgestellt werden, wie Abbildung 7-3 zeigt.
Obwohl die Unterschiede zwischen den Kraftstoffen die gleiche Größenordnung wie die der
Messunsicherheit besaßen, wurde der tendenzielle Einfluss des Siedebereichs der Kraftstoffe abgebildet. Während der Referenzkraftstoff (RDF, Siedebereich 163 … 355°C) am tiefsten
in den Brennraum eindringt, war die Eindringtiefe der Kraftstoffe mit tieferem Siedebereich,
wie zum Beispiel der Kraftstoff FT-Arom (186 … 307°C) oder FT-lIBP (134 … 307°C) erkennbar geringer.
76
7 Ergebnisse
Abbildung 7-3: Axiale Einspritzstrahlausbreitung aller Kraftstoffe in der HTDZ unter verdampfenden Bedingungen; Einspritzdruck p inj = 1000bar, t inj = 1.0ms.
Die projizierte Strahlfläche, als Maß für das eingespritzte Volumen, konnte als eindeutigere
Größe zur Beurteilung der Einspritzstrahlausbreitung herangezogen werden. Unter verdampfenden Bedingungen war ein direkter Zusammenhang der projizierten Flächen der flüssige
Phase der Einspritzstrahlen mit dem Siedebereich der Kraftstoffe ersichtlich (Abbildung 7-4).
Die am deutlich schnellsten stattfindende Verdampfung des Kraftstoffs mit niedrigem Siedebeginn (FT-lIBP) zeigte sich in der deutlich kleinsten projizierten Strahlfläche und korrelierte
gleichfalls mit einer als Kenngröße heranziehbaren Vergleichstemperatur T50 (50 vol.-% des
Kraftstoffsverdampft), die beim Kraftstoff FT-lIBP 236°C betrug. Analog den Betrachtungen
der axialen Eindringtiefe, zeigte der Referenzkraftstoff (RDF - T50=279°C) die längste Verweilzeit in der flüssigen Phase, wobei die Verdampfung hier, im Gegensatz zu den synthetischen Kraftstoffen, auch 1ms nach Einspritzende nicht abgeschlossen war. Die weiteren
synthetischen Kraftstoffe zeigten ein ähnliches Verhalten, das die enge Variationsbreite des
Siedebereichs dieser Kraftstoffe (T50: 250…260°C) wiedergab. Eine Ausnahme bildete hier
der durch Aromaten gekennzeichnete Kraftstoff (FT-Arom), dessen T50 der des Kraftstoffs
FT-lIBP entsprach, jedoch eine, den weiteren synthetischen Kraftstoffen ähnliche Verweilzeit
in der flüssigen Phase aufwies.
77
7 Ergebnisse
Abbildung 7-4: Projizierte Einspritzstrahlflächen aller Kraftstoffe bei verdampfenden Bedingungen in der HTDZ; Einspritzdruck p inj = 1000bar, t inj = 1.0ms.
7.1.3 Brennverhalten
Die Zündverzugszeit ist ein wesentliches Merkmal der dieselmotorischen Verbrennung.
Bezüglich des Wirkungsgrads, der Schadstoffemissionen, des Verbrennungsgeräuschs und
der Bauteilbelastung hat der zeitliche Abstand zwischen dem hydraulischen Einspritzbeginn
und dem Brennbeginn entscheidende Bedeutung. Die Zündverzugszeit bestimmt maßgeblich
den Anteil des Gemisches, welches sich bis zur Zündung bilden kann. Sie ist neben den
thermodynamischen Zuständen im Brennraum, d.h. dem Druck und den lokalen Temperaturen sowie der lokalen Dampfkonzentration vor allem von der Zündwilligkeit des untersuchten
Kraftstoffs abhängig [50].
In den durchgeführten motorischen Untersuchungen konnten in Abhängigkeit der Versuchsbedingungen starke Unterschiede der betrachteten Kraftstoffe beobachtet werden. Erwartungsgemäß sind diese bei niedrigen Lasten, d.h. einem vergleichsweise niedrigen Druck
und Temperaturniveau im Bereich des Einspritzbeginns und Untersuchungen ohne Voreinspritzung am signifikantesten ausgeprägt. In Abbildung 7-5 sind die Zündverzüge der verschiedenen Kraftstoffe in Abhängigkeit der 4 Variationsparameter Ladelufttemperatur,
Abgasrückführrate,
Raildruck
und
dem
Ansteuerbeginn
der
Haupteinspritzung
bei
1500U/min, 2bar pmi und Blockeinspritzung dargestellt. Der Kraftstoff FT-Base zeigte unter
allen Rahmenbedingungen die geringste Zündverzugszeit, welche auch mit der im Vergleich
höchsten Cetanzahl korreliert. Durch eine Zumischung von Olefinen (CZ = 66,7) wurde die-
78
7 Ergebnisse
ses Verhalten nicht beeinflusst. Bei den Kraftstoffen FT-Alc (CZ = 62.1), FT-lIBP (CZ = 62.4),
FT-iPar (CZ = 63,5) und FT-Naph (63.7) waren unter allen Rahmenbedingungen sehr ähnliche Zündverzugszeiten zu beobachten. Die Zumischung von mono-Aromaten (FT-Arom –
CZ = 57.9) resultierte in den stärksten Auswirkungen auf die Zündwilligkeit. Die dokumentierten Verzugszeiten erreichten hier das Niveau des Referenzkraftstoffs (RDF – CZ = 53.0).
Somit konnte die Schlussfolgerung, dass die Zündverzüge zwar qualitativ gut mit der
Cetanzahl korrelierten, jedoch quantitative Aussagen allein über die Cetanzahl nicht möglich
waren, angestellt werden. Die betrachteten Variationsparameter führten jeweils zu einer Parallelverschiebung der Zündverzüge: Durch höhere Ladelufttemperaturen wurde diese ebenso verkürzt wie durch geringere Abasrückführraten, höhere Raildrücke und frühere Einspritzzeitlagen, wobei die stärksten Gradienten aus veränderten Einspritzlagen resultierten.
TSR= 70°C,
50°C, pRail=600bar,
60°C,
pRail=650bar, ABHE= 3.5°KW
5.5°KW
1
0.8
0.8
ZV [ms]
ZV [ms]
AGR= 20%,
10%, pRail=600bar, ABHE= 3.5°KW
1
0.6
0.4
40
50
60
TSR [°C]
70
0.6
0.4
80
0
1
0.8
0.8
0.6
0.4
500
550
600
pRail [bar]
650
20
AGR [%]
30
40
TSR= 70°C, AGR= 20%, pRail=600bar
1
ZV [ms]
ZV [ms]
TSR= 70°C,
60°C, AGR= 20%, ABHE= 3.5°KW
10
700
0.6
0.4
0
2
4
ABHE [°KWvOT]
6
Abbildung 7-5: Zündverzüge bei 1500U/min, 2bar pmi in Abhängigkeit von TSR, AGR, pRail und
ABHE.
Mit höheren Lasten und einem damit verbundenen höheren Druck- und Temperaturniveau
war ein analoges Verhalten der Kraftstoffe beobachtet worden. Zwar war das Niveau der
bestimmten Zündverzugszeiten niedriger, die Rangfolge blieb aber analog der Betrachtungen von Betriebspunkten niedriger Teillast, wie in Abbildung 7-6 in Abhängigkeit von TSR
und ABHE dargestellt, bestehen.
79
7 Ergebnisse
TSR= 70°C,
60°C, AGR= 7.5%,
15%, pRail=900bar
pRail=850bar
pRail=800bar
pRail=800bar
pRail=950bar
pRail=900bar
0.8
0.6
0.6
ZV [ms]
ZV [ms]
AGR=
AGR= 7.5%,
15%, pRail=900bar,
pRail=800bar, ABHE= 0.5°KW
0.8
0.4
0.2
0.4
0.2
0
40
50
60
TSR [°C]
70
0
-2
80
-1
0
1
ABHE [°KWvOT]
2
Abbildung 7-6: Zündverzüge bei 2000U/min, 10bar pmi in Abhängigkeit von TSR und ABHE.
Bei Mehrfacheinspritzungen führt die von der Voreinspritzung freigesetzte Wärme zu einem
gesteigerten Druck- und Temperaturniveau sowie dem Auftreten von Radikalen zu Beginn
der Haupteinspritzung [50]. Dies hatte sowohl eine starke Abnahme der Zündverzugszeiten
als auch der Unterschiede zwischen den Kraftstoffen zur Folgen. Dies war sowohl bei Betriebspunkten niedriger als auch höherer Teillast zu beobachten und ist in Abbildung 7-7 dargestellt. Allerdings muss an dieser Stelle wiederholt werden, dass die Messungen bei konstanten Schwerpunktagen durchgeführt wurden, die durch eine Anpassung der Einspritzlage
erzielt wurde (vgl. Abschnitt 4.2.1). Aus den daraus resultierenden unterschiedlichen Bedingungen bei Einspritzbeginn ist eine direkte Vergleichbarkeit zu obigen Betrachtungen nicht
gegeben. Nichtsdestotrotz war analog zu den Betrachtungen mit Blockeinspritzung ersichtlich, dass die Beimengung von Mono-Aromaten zum FT-Basiskraftstoff die signifikantesten
Auswirkungen hatte und dadurch ein dem Referenzkraftstoff nahezu identisches Zündverhalten bewirkte.
TSR= 60°C, pRail=1050bar, H50= 20°KW
0.5
0.4
0.4
0.3
0.3
ZV [ms]
ZV [ms]
TSR= 60°C, pRail=660bar, H50= 13°KW
0.5
0.2
0.1
0
0.2
0.1
0
10
20
AGR [%]
30
40
0
0
7.5
15
AGR [%]
22.5
30
Abbildung 7-7: Zündverzüge bei 1500U/min, 2bar pmi (links) und 2000U/min, 10bar pmi (rechts),
Mehrfacheinspritzung in Abhängigkeit der AGR-Rate.
80
7 Ergebnisse
Die 50%-Umsatzlage stellt einen der wichtigsten Kennwerte bei der Beurteilung der Verbrennung dar, der im direkten Zusammenhang mit dem Wirkungsgrad, dem Verbrennungsgeräusch und den Emissionen zu sehen ist. Dabei ist zu unterscheiden, auf welcher Basis
die 50%-Umsatzlage berechnet wurde: Zum einen kann der direkt errechnete Heizverlauf
zugrunde gelegt werden. Folglich würde die dem Brennraum entzogene Wandwärme keine
Berücksichtigung finden. Diese wurde im Nachhinein basierend auf einem phänomenologischen Modell nach Hohenberg berechnet. Der resultierende Brennverlauf stellt die zeitliche
Umsetzung der im Kraftstoff gebundenen chemischen Energie in Wärme dar. Die auf Basis
des Brennverlaufs berechnete 50%-Umsatzlage war in der Regel 0,5 – 1,5 °KW später zu
finden als die auf Basis des Heizverlaufs, was durch die nach der Verbrennung weitaus höhere Massenmitteltemperatur und dem damit verbundenen höheren Wandwärmesstrom zu
begründen ist. Im Folgenden werden die kraftstoffbedingten Einflüsse auf die 50%Umsatzlage auf Basis des Brennverlaufs (B50) diskutiert.
Im Allgemeinen ist die Umsatzgeschwindigkeit bei der konventionellen dieselmotorischen
Verbrennung von der Art der Verbrennung, also vorgemischt oder diffusiv, sowie der Reaktionswilligkeit des Kraftstoffs abhängig. Beides hängt wiederum sehr stark von den Betriebsbedingungen ab, was eine differenzierte Betrachtung notwendig machte. Anhand der Brenndauern vom Brennbeginn bis zur 50%-Umsatzlage konnte der Einfluss der Last und damit
des Temperatur- und Druckniveaus verdeutlicht werden. Bei niedriger Teillast hatte eine
Steigerung der Ladelufttemperatur (Abbildung 7-8 links) nur marginalen Einfluss auf die
Brenndauer der betrachteten synthetischen Kraftstoffe. Die Ausnahme bildete der aromatische Blend: Bei geringen Ladelufttemperaturen waren weitaus längere Brenndauern dokumentiert worden. Weiterhin war eine ausgeprägte Abhängigkeit von der Ladelufttemperatur
ersichtlich. Eben dieses Verhalten wurde auch beim Referenzkraftstoff beobachtet. Da die
Brennverläufe hier keine signifikanten Unterschiede im Vormischanteil aufwiesen, lässt sich
folgern, dass bei niedrigen Lasten die Reaktionswilligkeit des Kraftstoffs maßgeblich ist und
in Analogie zu den Betrachtungen der Zündverzüge aromatische Komponenten einen ausgeprägten Einfluss besitzen.
Erst bei höherer Teillast waren die dieseltypischen Phasen der Verbrennung klar ausgeprägt.
Hier hatte der Anteil der vorgemischten Verbrennung zunehmend wesentlichen Einfluss.
Steigende Ladelufttemperaturen hatten durchwegs längere Brenndauern zur Folge
(Abbildung 7-8, rechts), was auf eine Abnahme der Zündverzugszeit und damit der Zeit zur
Vormischung des Gemisches zurückzuführen war. Bemerkenswert war dabei der Umstand,
dass die Umsatzdauern der Kraftstoffe FT-Arom und RDF gegensätzlich zu den Betrachtungen bei niedriger Teillast nun am kürzesten waren.
81
7 Ergebnisse
AGR=
AGR=
TSR=
TSR=
20%,
60°C,
10%,
15%,
20%,
60°C,
pRail=650bar,
pRail=800bar,
pRail=650bar,
pRail=900bar,
pRail=600bar,
AGR= 15%,
20%,ABHE=
ABHE=
pRail=800bar
pRail=650bar
pRail=900bar
5.8667°KW
4.5°KW
5.6°KW
6.6°KW
2.7°KW
1.6°KW
5.5°KW
0.5°KW
3.5°KW
AGR=
TSR=
TSR=
TSR=
60°C,
20%,
15%,
60°C,
60°C,
pRail=700bar,
pRail=650bar,
pRail=800bar,
pRail=900bar,
pRail=1050bar,
AGR=
AGR=20%,
15%,
20%,ABHE=
15%,
ABHE=
pRail=800bar
pRail=900bar
H50=5.6°KW
0.5°KW
20°KW
6.6°KW
5.5°KW
4.5°KW
5.6°KW
0.5°KW
1.5
BDBB50 [ms]
BDBB50 [ms]
1.5
1
0.5
0
40
50
60
TSR [°C]
70
1
0.5
0
40
80
50
60
TSR [°C]
70
80
Abbildung 7-8: Brenndauern (BB - B50) in Abhängigkeit der Ladelufttemperatur bei 1500U/min,
2bar pmi (links) und 2000U/min, 10bar pmi (rechts).
Neben der Ladelufttemperatur war bei niedriger Teillast weiterhin eine, im Gegensatz zu den
weiteren Kraftstoffen, überproportionale Abhängigkeit der Brenndauern der Kraftstoffe FTArom und RDF von den Variationsgrößen Abgasrückführrate und Ansteuerbeginn der
Haupteinspritzung zu verzeichnen (Abbildung 7-9). Dies war ein weiteres Indiz für den starken Einfluss mono-aromatischer Strukturen auf die Reaktionswilligkeit des untersuchten
Brennstoffs. Im Gegensatz dazu wiesen die sehr zündwilligen Kraftstoffe FT-Base und FTOlef eine nur minimale Empfindlichkeit gegenüber hohen AGR-Raten und späten ABHEs
auf. Bemerkenswert war weiterhin die Tatsache, dass der alkoholische Blend trotz einer
Cetanzahl von 62.1, also im Bereich der Kraftstoffe FT-Naph, FT-iPar und FT-lIBP, geringere
Brenndauern zeigte als die weiteren eben genannten Kraftstoffe.
TSR=
TSR=
TSR=
60°C,
60°C,
60°C,
pRail=900bar,
AGR=
AGR=15%,
15%,ABHE=
20%,
ABHE=
pRail=900bar
pRail=650bar
0.5°KW
0.5°KW
2
1.5
1.5
BDBB50 [ms]
BDBB50 [ms]
AGR=
TSR= 60°C,
20%, pRail=650bar,
15%,
pRail=800bar, ABHE= 5.5°KW
pRail=900bar,
5.6°KW
4.5°KW
0.5°KW
2
1
0.5
0
0
10
20
AGR [%]
30
40
1
0.5
0
2
4
6
ABHE [°KWvOT]
8
Abbildung 7-9: Brenndauern (BB - B50) bei 2000U/min, 2bar pmi in Abhängigkeit von AGR und
ABHE.
82
7 Ergebnisse
Dieser starke Einfluss der Abgasrückführrate bzw. des Ansteuerbeginns der Einspritzung
war bei höherer Last und bei Untersuchungen mit Voreinspritzung nicht mehr beobachtet
worden, da hier durch ein erhöhtes Druck- und Temperaturniveau die Reaktionswilligkeit des
Kraftstoffs an Bedeutung verliert. Eine Erhöhung des Raildrucks hatte aufgrund der verbesserten Gemischaufbereitung unabhängig des betrachteten Kraftstoffs und der gefahrenen
Last eine leichte Verkürzung der Umsatzzeiten zur Folge.
Die in Abbildung 7-10, Abbildung 7-11 und Abbildung 7-12 dargestellten 50%-Umsatzlagen
waren nun die Konsequenz aus den oben dargestellten Zündverzügen und Brenndauern. Bei
niedriger Teillast (hier 2000U/min, 2bar pmi) trat der Unterschied zwischen den Kraftstoffen
mit hohem Aromatengehalt (FT-Arom, RDF) besonders deutlich zu Tage. Signifikant waren
sowohl die späteren Lagen des 50%-Umsatzpunktes bei gleichen Betriebsbedingungen als
auch der stärkere Einfluss der Parameter Ladelufttemperatur und Abgasrückführrate.
TSR= 60°C, pRail=650bar,
pRail=700bar, ABHE= 5.5°KW
6.6°KW
18
16
16
B50 [°KWnOT]
B50 [°KWnOT]
AGR=
AGR=
20%,
10%,
20%,
pRail=650bar,
pRail=650bar,
ABHE=
ABHE=
5.8667°KW
6.6°KW
5.5°KW
18
14
12
10
40
50
60
TSR [°C]
70
14
12
10
80
0
18
16
16
14
12
10
550
600
650
pRail [bar]
700
20
AGR [%]
30
40
TSR= 60°C, AGR= 20%, pRail=650bar
pRail=800bar
18
B50 [°KWnOT]
B50 [°KWnOT]
AGR=
TSR=
TSR=
TSR=
60°C,
20%,
60°C,
60°C,
pRail=600bar,
pRail=650bar,
AGR=
AGR=20%,
10%,
10%,ABHE=
pRail=650bar
ABHE=5.5°KW
3.5°KW
5.5°KW
10
750
14
12
10
2
4
6
ABHE [°KWvOT]
8
Abbildung 7-10: 50%-Umsatzlagen bei 2000U/min, 2bar pmi in Abhängigkeit von TSR, AGR,
pRail und ABHE.
Eine Steigerung der Last hatte nun zur Folge, dass die Wechselwirkung aus Homogenisierungsgrad, also des Anteils sehr schneller Umsetzung aufgrund vorgemischter Verbrennung
83
7 Ergebnisse
und einer erhöhten Reaktionswilligkeit durch ein gesteigertes Temperatur- und Druckniveau
für die Lage des 50%-Umsatzpunkts entscheidend waren.
Bei einer Last von 6bar pmi (Abbildung 7-11) bewirkte eine Anhebung der Ladelufttemperaturen durch eine Verringerung des Zündverzugs und damit des Vormischanteils bei Betrachtung der synthetischen Kraftstoffe spätere 50%-Umsatzlagen. Die Ausnahme bildeten wiederum der mono-aromatische Blend und der Referenzkraftstoff. Die Zündverzugszeiten dieser
beiden Kraftstoffe lagen bei 80°C Ladelufttemperatur in etwa auf dem Niveau der weiteren
synthetischen Kraftstoffe bei 40°C, woraus auf einen vergleichbaren Homogenisierungsgrad
geschlossen werden konnte. Somit konnte gefolgert werden, dass die bei den
aromatenhaltigen Kraftstoffen bei diesem Lastpunkt der Einfluss der Temperatur auf die
Reaktionswilligkeit überwog, während die weiteren synthetischen Kraftstoffe eher vom Vormischanteil abhängig waren. Eine Steigerung der Abgasrückführrate hatte bei allen Kraftstoffen spätere 50%-Umsatzlagen zur Folge, wobei die Kraftstoffe FT-Arom und RDF ab etwa
10% AGR einen überproportionalen Anstieg aufwiesen.
AGR= 20%,
15%, pRail=800bar,
10%,
30%,
pRail=900bar, ABHE= 4.5°KW
pRail=750bar,
0.5°KW
3.4°KW
TSR=
TSR=
TSR=
TSR=
60°C,
60°C,
60°C,
60°C,
pRail=900bar,
pRail=800bar,
pRail=1050bar,
AGR=
pRail=660bar,
pRail=720bar,
pRail=950bar,
AGR=15%,
15%,ABHE=
20%,
ABHE=
pRail=900bar
pRail=650bar
H50=
H50=0.5°KW
1.6°KW
13°KW
20°KW
2.7°KW
0.5°KW
1.6°KW
20°KW
3.4°KW
4.5°KW
18
B50 [°KWnOT]
B50 [°KWnOT]
18
16
14
12
40
50
60
TSR [°C]
70
80
16
14
12
0
10
20
AGR [%]
30
40
Abbildung 7-11: 50%-Umsatzlagen bei 2000U/min, 6bar pmi in Abhängigkeit von TSR und AGR.
Bei pmi=10bar (Abbildung 7-12) führte die Ladelufttemperatursteigerung bei moderaten AGRRaten stets zu späteren 50%-Umsatzlagen. Folglich wurde die Steigerung der Reaktionswilligkeit durch höhere Ladelufttemperaturen nunmehr bei allen Kraftstoffen durch den Einfluss
auf den Homogenisierungsgrad überlagert. Ein extrem hoher Vormischanteil wurde bei diesem Betriebspunkt bei hohen AGR-Raten beim Referenzkraftstoff dokumentiert. Hier wurde
im Gegensatz zu allen synthetischen Kraftstoffen eine Vorverlagerung des 50%Umsatzpunktes beobachtet. Diese Beobachtung wurde von einer, mit steigender AGR-Rate,
starken Abnahme der Russemissionen des Referenzkraftstoffs bestärkt, was im Weiteren
noch näher diskutiert wird.
84
7 Ergebnisse
AGR=
TSR= 60°C,
15%, pRail=900bar,
pRail=800bar, ABHE= 1.6°KW
pRail=650bar,
pRail=850bar,
pRail=950bar,
3.4°KW
4.5°KW
5.5°KW
0.5°KW
2.7°KW
23
22
22
B50 [°KWnOT]
B50 [°KWnOT]
AGR= 15%,
10%, pRail=900bar,
30%,
20%,
pRail=750bar, ABHE= 0.5°KW
pRail=800bar,
pRail=650bar,
3.4°KW
4.5°KW
5.5°KW
23
21
20
19
18
40
50
60
TSR [°C]
70
80
21
20
19
18
0
7.5
15
AGR [%]
22.5
30
Abbildung 7-12: 50%-Umsatzlagen bei 2000U/min, 10bar pmi in Abhängigkeit von TSR und AGR.
Bei Untersuchungen mit Voreinspritzung waren sowohl die beobachteten Umsatzzeiten vom
Brennbeginn bis zum 50%-Umsatzpunkte als auch die 50%-Umsatzlagen für alle Kraftstoffe
annähernd identisch, was durch den Umstand zu erklären ist, dass die 50%-Umsatzlage als
Zielwert definiert wurde (vgl. Abschnitt 4.2.1) und die verschiedenen Zündwilligkeiten durch
eine Anpassung der Einspritzlage ausgeglichen wurden.
Aufgrund der sehr schwierigen Definition des Brennendes bei der dieselmotorischen Verbrennung wurde an dieser Stelle auf eine weitere Diskussion der Umsatzdauern von der
50%-Umsatzlage bis zum Brennende an dieser Stelle abgesehen, da hieraus auch keine
weiteren Schlüsse bezüglich des Verbrauchs- oder Emissionsverhaltens gezogen werden
konnten. Die Ergebnisse sind dennoch im angehängten Auswertewerkzeug beinhaltet.
Die nachfolgend zum Vergleich herangezogenen Ergebnisse aus der HDTZ wurden unter
reaktiven Bedingungen durchgeführt (Messpunkt C: 950K, 55bar, Luft mit 25% AGR sauerstoffbezogen- vgl. Abschnitt 4.2.3). Trotz bezüglich Temperatur und Druck ähnlichen Zuständen bei Beginn der Einspritzung bei Motor und HDTZ, waren die weiteren Randbedingungen
stark unterschiedlich: Aufgrund der sehr niedrigen Strömungsintensität in der Zelle findet
kein Kraftstofftransport aus den Einspritzstrahlen statt, was lokal eher fettere Gemische als
im Motor zur Folge hatte. Demgegenüber ist das Zellvolumen weit größer als das des Brennraums im Motor, was ein weitaus höheres globales Luftverhältnis (λ = 7 … 80) nach sich zog.
Entsprechend wurden in der HDTZ maximal 80 – 90% des eingespritzten Kraftstoffs umgesetzt, obwohl die Temperaturen wegen der hier nicht stattfindenden Volumenexpansion länger auf einem sehr hohen Niveau verweilen.
In Abbildung 7-14 sind die aus Messungen in der HDTZ ermittelten Zündverzüge aller Kraftstoffe in Abhängigkeit der Cetanzahl dargestellt. Grundsätzlich war der erwartete Zusam-
85
7 Ergebnisse
menhang zwischen Cetanzahl und Zündverzugszeit ersichtlich, was durch Regressionsgeraden für die drei Einspritzdrücke 500, 1000 und 1500bar verdeutlicht ist. Im Gegensatz zu den
motorischen Untersuchungen fiel hier der Referenzkraftstoff RDF (CZ = 53) mit im Vergleich
kurzen Zündverzugszeiten auf, die auch deutlich kürzer waren, als die des durch MonoAromaten gekennzeichneten Kraftstoffs. Weiterhin, bezogen auf seine Cetanzahl kurze
Zündverzugszeiten wies der von langkettigen Alkoholen gekennzeichnete Kraftstoff (FT-Alc)
auf, eher lange Zündverzugszeiten zeigten die Kraftstoffe FT-lIBP und FT-iPar.
Abbildung 7-13: Zündverzüge (HDTZ) in Abgängigkeit der Cetanzahl und der Einspritzparameter.
Unabhängig vom betrachteten Kraftstoff hatte die Variation des Einspritzdrucks hier größeren Einfluss auf die Zündverzugszeiten als die unterschiedlichen Kraftstoffeigenschaften.
Die Brennverläufe aller Kraftstoffe, bei einem Einspritzdruck von 1500bar und einer Ansteuerzeit von 0.5ms (Diagramm links) und 1.0ms (Diagramm rechts), sind in Abbildung 7-14
dargestellt. Obwohl auch bei einer Einspritzung von 0.5ms die Verbrennung noch vor dem
Ende der Einspritzung stattfand, waren vorgemischte und diffusive Phase nicht so klar ausgeprägt als bei einer Ansteuerzeit von 1.0ms.
Der Vergleich der maximalen Brennraten ließ eine Grobe Kategorisierung in zwei Gruppen
zu: Die höheren max. Brennraten wurden bei den Kraftstoffen RDF, FT-Arom, FT-lIBP und
FT-iPar beobachtet. Dies ist in engem Zusammenhang mit den bei diesen Kraftstoffen festgestellten längeren Zündverzugszeiten zu sehen. Zudem wiesen die Kraftstoffe FT-lIBP und
86
7 Ergebnisse
FT-Arom die niedrigsten 50%-Verdampfungspunkte auf, was den bei Brennbeginn vorgemischten Kraftstoffanteil erhöhte. Der zweiten Gruppe waren die Kraftstoffe FT-Naph, FTOlef, FT-Alc und FT-Base zuzuordnen, die die kürzesten Zündverzugszeiten aufwiesen.
Abbildung 7-14: Brennverläufe aller Kraftstoffe bei einem Einspritzdruck von 1500bar und Ansteuerdauern von 0.5ms (links) und 1.0ms (rechts).
Die hier gewonnenen Erkenntnisse konnten mit guter Übereinstimmung auf das motorische
Verhalten der Kraftstoffe übertragen werden, wo qualitativ sehr ähnlich Ergebnisse zu beobachten waren.
7.1.4 Verbrauch und Emissionen
Wie in Abschnitt 6.2.2 erläutert wurde den Betrachtungen der Verbrauchs- und Emissionskennwerte neben der Ladelufttemperatur, der Abgasrückführrate und des Raildrucks die
50%-Umsatzlage als vierter Eingangsparameter zugeordnet. Diesem war in den folgenden
Auswertungen zumeist der größte Einfluss zuzuschreiben, weshalb sich die Darstellungen
zumeist auf die Auswirkungen verschiedener 50%-Umsatzlagen beziehen.
Große Unterschiede waren im indizierten, spezifischen Kraftstoffverbrauch bei niedrigen
Lasten und Blockeinspritzuntersuchungen zu beobachten (Abbildung 7-15, links). Das günstigste Verhalten wies hier der FT-Basiskraftstoff auf, der vorwiegend aus sehr zündwilligen
paraffinischen Strukturen bestand. Der olefinische Blend und der Kraftstoff mit alkoholischen
Komponenten hatten ein geringfügig höheres Verbrauchsniveau. Die Merkmal prägenden
Komponenten isomerisierte (FT-iPar) bzw. kurzkettigere (FT-lIBP) Paraffine führten zu weiteren Nachteilen. Der Kraftstoff FT-Naph, der durch einen höheren Anteil naphtenischer Strukturen charakterisiert war, zeigte nochmals höhere Verbrauchswerte. Am oberen Ende des
beobachteten Verbrauchsbereichs lagen der durch einen exponierten aromatischen Anteil
gekennzeichnete Blend und der Referenzkraftstoff. Die dokumentierten Verbrauchswerte
waren hier im Mittel um über 10% höher als die des FT-Basiskraftstoffs. Bemerkenswert war
87
7 Ergebnisse
die Tatsache, dass das Verhalten aller synthetischen Kraftstoffe in Abhängigkeit der 50%Umsatzpunktlage lediglich zu einer Parallelverschiebung der Verbrauchswerte führte, während der Referenzkraftstoff zu späten 50%-Umsatzlagen hin, einen höheren Anstieg des
spezifischen Kraftstoffverbrauchs aufwies. Im höheren Teillastbetrieb waren diese großen
Differenzen nicht länger zu beobachten. Die grundsätzlich auf einem weit niedrigeren Niveau
angesiedelten Verbrauchswerte wiesen eine sehr viele geringere Streubreite auf, die allerdings die gleiche Rangfolge der betrachteten Kraftstoffen zeigte, wie sie bei Untersuchungen
bei niedriger Teillast beobachtet worden waren (siehe Abbildung 7-15, rechts).
TSR= 60°C, AGR= 15%, pRail=900bar
0.3
0.26
0.26
bi [kg/kWh]
bi [kg/kWh]
TSR= 60°C, AGR= 20%, pRail=600bar
0.3
0.22
0.18
8
10
12
14
H50 [°KWnOT]
16 17
0.22
0.18
16
18
20
H50 [°KWnOT]
22
23
Abbildung 7-15: Spez. Kraftstoffverbrauch (bi) in Abhängigkeit der 50%-Umsatzlage bei
1500U/min, 2bar pmi (links) und 2000U/min, 10bar pmi (rechts).
Zur Interpretation soeben formulierter Beobachtungen mussten weitere Ergebnisse herangezogen werden. Die in Abbildung 7-16 links für niedrige Teillast dargestellten Kohlendioxidemissionen waren bemerkenswerter Weise für den betrachten Variationsbereich der 50%Umsatzlage von einer annähernd konstanten Höhe. Dies ist als starkes Indiz für die Annahme zu bewerten, dass die große Streubreite der dokumentierten Verbrauchsunterschiede
durch eine unvollständige Umsetzung der Kraftstoffe zu begründen ist. Untermauert wurde
diese Annahme einerseits durch die Auswertung der teil- und unverbrannten Emissionen, die
weiter unten noch näher betrachtet werden und andererseits durch die geringere Streubreite
des Kraftstoffverbrauchs bei einem höheren Druck- und Temperaturniveau im Brennraum. In
Abbildung 7-16 rechts sind die Kohlendioxidemissionen bei höherer Teillast dargestellt. Hier
war der zu erwartende Zusammenhang zwischen gemessen Verbrauchs- und CO2-Werten
unter Berücksichtigung der unterschiedlichen Kraftstoff spezifischen H/C-Verhältnisse klar
ersichtlich.
88
7 Ergebnisse
TSR=
TSR=
TSR=60°C,
60°C,
60°C,pRail=600bar,
pRail=660bar,
AGR= 20%, pRail=600bar
H50=
H50=12.5°KW
13°KW
TSR=
TSR=60°C,
60°C,pRail=660bar,
AGR= 15%, pRail=900bar
H50= 13°KW
900
CO2P [g/kWh]
CO2P [g/kWh]
900
800
700
600
8
10
12
14
H50 [°KWnOT]
800
700
600
16
16 17
18
20
H50 [°KWnOT]
22
23
Abbildung 7-16: Spez. Kohlendioxidemissionen in Abhängigkeit der 50%-Umsatzlage bei
1500U/min, 2bar pmi (links) und 2000U/min, 10bar pmi (rechts).
Durch die Applikation einer Voreinspritzung wurde auch bei niedriger Teillast die Brennraumtemperatur zu Beginn der Haupteinspritzung erhöht. Die resultierenden Verbrauchswerte
sind in Abhängigkeit der AGR-Rate in Abbildung 7-17 denen der Untersuchungen mit Blockeinspritzung gegenübergestellt. Auch hier ist eine signifikant geringere Streubreite der Verbrauchsunterschiede auf einem insgesamt deutlich niedrigeren Verbrauchsniveau ersichtlich.
TSR= 60°C, pRail=660bar, H50= 13°KW
0.3
0.26
0.26
bi [kg/kWh]
bi [kg/kWh]
TSR=
TSR=60°C,
60°C,pRail=600bar,
pRail=660bar,H50=
H50=12.5°KW
13°KW
0.3
0.22
0.18
0
10
20
AGR [%]
30
40
0.22
0.18
0
10
20
AGR [%]
30
40
Abbildung 7-17: Spez. Kraftstoffverbrauch (bi) in Abhängigkeit der AGR-Rate bei 1500U/min,
2bar pmi bei Untersuchungen mit Blockeinspritzung (links) und mit Voreinspritzung (rechts).
Bei höherer Teillast waren die Auswirkungen der Applikation einer Voreinspritzung auf den
spezifischen Verbrauch bei weitem weniger signifikant. Da bereits bei Blockeinspritzuntersuchungen eine weitestgehend vollständige Umsetzung der Kraftstoffe beobachtet wurde (vgl.
Betrachtungen zu teil- und unverbranntem Emissionen) hatte das durch eine Voreinspritzung
erzielte nochmals gesteigerte Temperaturniveau nur minimalen Einfluss. Die bei Volllastuntersuchungen beobachteten Verbrauchswerte wiesen nur noch marginale Unterschiede auf,
89
7 Ergebnisse
die unter Berücksichtigung der Messgenauigkeit keinerlei Differenzierung der Kraftstoffe zulassen.
Zusammenfassend lässt sich folgern, dass große Verbrauchsunterschiede vor allem im Betriebsbereich von niedrigen Temperaturen und Drücken aufgetreten sind und zu einem großen Teil auf unvollständige Umsetzung der Brennstoffe zurückzuführen waren. Die Unterschiede zwischen den Kraftstoffen selbst waren auf ihre Zündwilligkeit zurückzuführen, wodurch sich eine Rangfolge in Analogie zu den Cetanzahlen ergab. Diese stellen allerdings
nur ein qualitatives Maß zur Beurteilung dar. Einzelne Komponenten hatten einen stärkeren
Einfluss als dies in den verschiedenen Cetanzahlen zu finden war.
Wie soeben beschrieben, war das Verhalten des spezifischen Kraftstoffverbrauchs bei niedriger Teillast zu einem signifikanten Anteil durch eine unterschiedlich stark ausgeprägte unvollständige Verbrennung gekennzeichnet. Dies wurde durch die Ergebnisse der spezifischen teil- und unverbrannten Emissionen bestätigt. Bei 1500U/min und 2bar pmi (gleichfalls bei 2000U/min, 2bar pmi) wurden CO- und HC-Emissionen beobachtet, die eine den
Verbrauchswerten ähnliche Einteilung der Kraftstoffe erlauben. Die in Abbildung 7-18 dargestellten teil- und unverbrannten Emissionen waren wiederum für die zündwilligsten Kraftstoffe
FT-Base und FT-Olef am niedrigsten. Nahezu identische CO- und HC Emissionen wurden
für die Kraftstoffe des mittleren Cetanzahlbereichs dokumentiert. Auch hier hatten aromatische Strukturen die schwerwiegendsten Auswirkungen und führten zu weit höheren CO- und
HC-Emissionen auf dem Niveau des Referenzkraftstoffs.
AGR=
TSR=
TSR=20%,
60°C,
60°C,pRail=600bar,
pRail=660bar,
AGR= 20%,
15%, pRail=600bar
pRail=900bar
H50=
H50=12.5°KW
13°KW
30
40
20
HCP [g/kWh]
COP [g/kWh]
AGR=
TSR=
TSR=
TSR=60°C,
20%,
60°C,
60°C,pRail=600bar,
pRail=660bar,
AGR=
AGR=20%,
15%,H50=
20%,
pRail=900bar
pRail=600bar
H50=
H50=
12.5°KW
12.5°KW
13°KW
60
20
0
8
10
12
14
H50 [°KWnOT]
16 17
10
0
8
10
12
14
H50 [°KWnOT]
16 17
Abbildung 7-18: Spez. teil- (CO - links) und unverbrannte (HC - rechts) Emissionen bei
1500U/min, 2bar pmi in Abhängigkeit der 50%-Umsatzlage.
Durch energetische Betrachtungen, d.h. einer Bilanzierung der Unterschiede bezüglich der
eingebrachten Energiemenge und der durch die CO- und HC-Emissionen ungenutzten Ener-
90
7 Ergebnisse
giemenge1 konnte gezeigt werden, dass die Verbrauchsunterschiede bei niedriger Last zu 30
– 65% auf Unterschiede in den teil- und unverbrannten Emissionen zurückzuführen sind.
Mit gesteigerter Last nahmen einerseits die Relevanz dieser Emissionsgruppe und andererseits die Streubreite der teil- und unverbrannten Emissionen zwischen den verschiedenen
Kraftstoffen stark ab. Zwar ist zu späten Schwerpunktlagen hin noch ein Trend analog der
Untersuchungen bei niedriger Last ersichtlich, jedoch sind die Unterschiede zwischen den
Kraftstoffen bei Weitem schwächer ausgeprägt (Abbildung 7-19).
TSR= 60°C, AGR= 15%, pRail=900bar
1
4
0.8
HCP [g/kWh]
COP [g/kWh]
TSR= 60°C, AGR= 15%, pRail=900bar
5
3
2
1
0
16
0.6
0.4
0.2
18
20
H50 [°KWnOT]
22
23
0
16
18
20
H50 [°KWnOT]
22
23
Abbildung 7-19: Spez. teil- (CO - links) und unverbrannte (HC - rechts) Emissionen bei
2000U/min, 10bar pmi in Abhängigkeit der 50%-Umsatzlage.
Auch durch die Wärmefreisetzung der Voreinspritzung wurde das Niveau des Ausstoßes teilund unverbrannter Emissionen bei niedriger Last signifikant verringert (Abbildung 7-20). Allerdings waren die Unterschiede zwischen den Kraftstoffen analog zu den Untersuchungen
mit Blockeinspritzung weiterhin stark ausgeprägt.
1
Grundlage der Anteilsberechnung: Heizwert von CO: 10,1 kJ/kg, Heizwert von HC: 46,3kJ/kg (Propan-Äquivalent)
91
7 Ergebnisse
TSR=
TSR=60°C,
60°C,pRail=660bar,
AGR= 15%, pRail=900bar
H50= 13°KW
TSR=
TSR=60°C,
60°C,pRail=660bar,
AGR= 15%, pRail=900bar
H50= 13°KW
6
HCP [g/kWh]
COP [g/kWh]
15
10
5
0
0
10
20
AGR [%]
30
40
4
2
0
0
10
20
AGR [%]
30
40
Abbildung 7-20: Spez. teil- (CO - links) und unverbrannte (HC - rechts) Emissionen bei
1500U/min, 2bar pmi und Mehrfacheinspritzung in Abhängigkeit der AGR-Rate.
Da bei höheren Lasten die CO- und HC-Emissionen ohnehin nur noch in geringfügigen Massen dokumentiert wurden, waren die Auswirkungen einer Voreinspritzung marginal. Weiterhin war hier eine Differenzierung der Kraftstoffe nicht länger möglich. Somit lässt sich schließen, dass teil- und unverbrannte Emissionen ähnlich wie die oben beschriebenen Verbrauchswerte nur im Niedriglastbereich entscheidend waren, dort dann aber eng mit diesen
zusammenhingen. Das Verhalten der Kraftstoffe wurde hier wiederum maßgeblich durch
deren Zündwilligkeit beeinflusst wobei der mono-aromatische Blend zu Konsequenzen führte, die quantitativ über die Aussagekraft der Cetanzahl hinausgehen.
Grundsätzlich haben chemische Kraftstoffeigenschaften keinen direkten Einfluss auf die bei
dessen Verbrennung resultierenden Stickoxidemissionen solange im Kraftstoff selbst kein
Stickstoff gebunden ist [53]. Dies war bei keinem der untersuchten Kraftstoffe der Fall. Somit
kann angenommen werden, dass 90 – 95% der motorischen Stickoxide auf eine thermische
Bildung zurückzuführen waren [51]. Die weiteren 5-10%, die als Prompt-NO gebildet wurden,
waren aus den vorliegenden motorischen Ergebnissen aufgrund der Komplexität des Bildungsmechanismus nicht beurteilbar. Folglich ist die Temperatur im Verbrannten das maßgebliche Unterscheidungsmerkmal.
Unabhängig von Last und Drehzahl waren die Abgasrückführrate und die 50%-Umsatzlage
die Variationsparameter, die den größten Einfluss auf den Stickoxidausstoß aufwiesen
(Abbildung 7-21). Mit steigenden Abgasrückführraten respektive durch spätere 50%Umsatzlagen nahmen die spezifischen Stickoxidemissionen bei allen betrachteten Kraftstoffen ab. Als Ursache sind hierfür die höhere Wärmekapazität des rückführten Abgases, die
die Spitzentemperaturen innerhalb des Brennraums senken und das ebenfalls geringere
Verbrennungstemperaturniveau bei späteren Einspritzbeginnen zu nennen. Beides hatte
somit eine geringere Bildung von thermischem NO zur Folge [52].
92
7 Ergebnisse
TSR= 60°C, AGR= 10%,
20%, pRail=600bar
8
6
6
NOx P [g/kWh]
NOx P [g/kWh]
AGR=
TSR=
AGR=
TSR=
TSR=
TSR=60°C,
20%,
30%,
15%,
60°C,
60°C,
0%,
60°C,
pRail=600bar,
pRail=900bar,
pRail=600bar,
pRail=900bar,
pRail=800bar,
pRail=600bar,
pRail=650bar,
AGR=
pRail=600bar,
AGR=20%,
0%, H50=
H50=
H50=
H50=
H50=
H50=
H50=
11.6°KW
12.5°KW
11.6°KW
12.5°KW
19.5°KW
20.2°KW
20.9°KW
12.5°KW
19.5°KW
17.4°KW
10.7°KW
11.6°KW
13.5°KW
9.8°KW
13°KW
8°KW
8
4
2
0
0
10
20
AGR [%]
30
4
2
0
40
8
10
12
14
H50 [°KWnOT]
16 17
Abbildung 7-21: Spezifische Stickoxidemissionen bei 1500U/min, 2bar pmi in Abhängigkeit der
AGR-Rate und der 50%-Umsatzlage.
Der Einfluss des Raildrucks war im betrachteten Variationsbereich bei allen Betriebspunkten
minimal. Bei Variation der Ladelufttemperatur wurden dagegen bei niedriger Last mit steigender Ladelufttemperatur höhere Stickoxidemissionen verzeichnet. Bei hoher Teillast war
dieser Einfluss nicht mehr direkt zu beobachten (Abbildung 7-22).
AGR=
TSR=7.5%,
15%,
60°C,pRail=900bar,
pRail=900bar,
AGR= 10%,
20%, pRail=600bar
H50=
H50= 19.5°KW
18.8°KW
19.5°KW
8
6
6
NOx P [g/kWh]
NOx P [g/kWh]
AGR=
TSR=
AGR=
TSR=
TSR=
TSR=60°C,
10%,
20%,
30%,
15%,
60°C,
60°C,
0%,
60°C,
pRail=600bar,
pRail=900bar,
pRail=600bar,
pRail=900bar,
pRail=800bar,
pRail=600bar,
pRail=650bar,
AGR=
pRail=600bar,
AGR=20%,
0%, H50=
H50=
H50=
H50=
H50=
H50=
H50=
11.6°KW
12.5°KW
11.6°KW
12.5°KW
19.5°KW
20.2°KW
20.9°KW
12.5°KW
19.5°KW
17.4°KW
10.7°KW
11.6°KW
13.5°KW
9.8°KW
13°KW
8°KW
8
4
2
0
40
50
60
TSR [°C]
70
80
4
2
0
40
50
60
TSR [°C]
70
80
Abbildung 7-22: Spez. Stickoxidemissionen bei 1500U/min, 2bar pmi (links) und 2000U/min,
10bar pmi (rechts) in Abhängigkeit der Ladelufttemperatur.
Allerdings wurde bei der Betrachtung von hohen Teillastpunkten ohne Abgasrückführung ein
signifikanter Ladelufttemperatureinfluss bei Variation der 50%-Umsatzlage beobachtet
(Abbildung 7-23). Bei niedrigen Ladelufttemperaturen war zu späten 50%-Umsatzlagen hin
bei den Kraftstoffen FT-Arom und RDF ein Anstieg der Stickoxidemissionen ersichtlich während bei höheren Ladelufttemperaturen ein, bei allen Kraftstoffen ähnliches Verhalten dokumentiert wurde.
93
7 Ergebnisse
TSR= 80°C, AGR= 0%, pRail=900bar
8
6
6
NOx P [g/kWh]
NOx P [g/kWh]
TSR= 50°C, AGR= 0%, pRail=900bar
8
4
2
0
16
18
20
H50 [°KWnOT]
22
4
2
0
16
23
18
20
H50 [°KWnOT]
22
23
Abbildung 7-23: Spez. Stickoxidemissionen bei 2000U/min, 10bar pmi in Abhängigkeit der 50%Umsatzlage und verschiedenen Ladelufttemperaturen.
Die in Abschnitt 7.1.3 beschriebenen langen Zündverzüge bei niedriger Ladelufttemperatur
und späten 50%-Umsatzlagen führten speziell bei den Kraftstoffen FT-Arom und RDF zu
hohen Anteilen vorgemischter Verbrennung. Ein höherer Anteil vorgemischter Verbrennung
führt laut Sun et al. [53] zu hohen Temperaturen bei Beginn der Diffusionsverbrennung und
damit zu höheren Reaktionstemperaturen während der diffusiven Verbrennung und letztendlich zu höheren Temperaturen hinter der Flammenfront (NO-Bildungszone).
Weiterhin war ersichtlich, dass die Rangfolge der Kraftstoffe bezüglich der Stickoxidemissionen stark von der Last abhing (Abbildung 7-22 und Abbildung 7-24). Zeigte der durch hohen
Mono-Aromaten Anteil gekennzeichnete Kraftstoff bei niedrigen Lasten noch den geringsten
Stickoxidausstoß, war dieser bei höherer Teillast auf dem Niveau des Referenzkraftstoffs,
der nahezu durchgängig das ungünstigste Verhalten aufwies. Gegensätzlich dazu hatten der
der naphtenische und der olefinische Blend, die bei niedrigen Lasten hohe spezifische Stickoxidemissionen hatten, bei höherer Last einen, im Vergleich, günstigen Stickoxidausstoß.
AGR=
TSR=
TSR=60°C,
7.5%,
15%,
60°C,pRail=900bar,
pRail=900bar,
AGR= 10%,
20%, pRail=600bar
H50=
H50=19.5°KW
18.8°KW
18.8°KW
19.5°KW
AGR=
TSR=
AGR=
TSR=
TSR=
TSR=60°C,
20%,
30%,
15%,
10%,
60°C,
60°C,
0%,
60°C,
pRail=600bar,
pRail=900bar,
pRail=600bar,
pRail=900bar,
pRail=800bar,
pRail=600bar,
pRail=650bar,
AGR=
pRail=600bar,
AGR=20%,
0%, H50=
H50=
H50=
H50=
H50=
H50=
H50=
11.6°KW
12.5°KW
11.6°KW
12.5°KW
19.5°KW
20.2°KW
20.9°KW
12.5°KW
19.5°KW
17.4°KW
10.7°KW
11.6°KW
13.5°KW
12.5°KW
9.8°KW
13°KW
8°KW
6
NOx P [g/kWh]
NOx P [g/kWh]
6
4
2
0
0
10
20
AGR [%]
30
40
4
2
0
0
7.5
15
AGR [%]
22.5
Abbildung 7-24: Spez. Stickoxidemissionen bei 2000U/min, 2bar pmi (links) und 2000U/min,
10bar pmi (rechts) in Abhängigkeit der Abgasrückführrate.
94
30
7 Ergebnisse
Die bei Untersuchungen mit Voreinspritzung beobachteten Stickoxidemissionen wiesen eine,
den Blockeinspritzuntersuchungen analoge Rangfolge der Kraftstoffe auf, wobei auch die
Unterschiede zwischen niedrigen und höheren Lasten wieder gespiegelt wurden (Abbildung
7-25). Das hier verzeichnete, generell niedrigere Niveau der spezifischen Stickoxidemissionen bestätigt die Annahme, dass geringere Vormischanteile zu niedrigen Temperaturen im
Verbrannten führen. An dieser Stelle soll auf den generellen Unterschied zu HCCIBrennverfahren hingewiesen werden, wo Stickoxidbildung durch lokal geringere Flammentemperaturen vermieden wird. Dazu ist es notwendig, eine nahezu vollständige Homogenisierung des Luft-Kraftstoffgemischs zu erzielen, d.h. den Kraftstoff vollständig vorgemischt
umzusetzen [54]. Da aber bei vorliegenden Betrachtungen der höheren Teillast immer auch
diffusive Verbrennung stattfand, konnten Gesetzmäßigkeiten der reinen homogenen Verbrennung hier keine Anwendung finden.
AGR=
TSR=
AGR=
TSR=
TSR=
TSR=60°C,
10%,
20%,
30%,
15%,
60°C,
60°C,
0%,
60°C,
pRail=600bar,
pRail=900bar,
pRail=600bar,
pRail=900bar,
pRail=800bar,
pRail=600bar,
pRail=650bar,
pRail=660bar,
AGR=
pRail=600bar,
AGR=20%,
0%, H50=
H50=
H50=
H50=
H50=
H50=
H50=
11.6°KW
12.5°KW
11.6°KW
12.5°KW
19.5°KW
20.2°KW
20.9°KW
12.5°KW
19.5°KW
17.4°KW
10.7°KW
11.6°KW
13.5°KW
9.8°KW
13°KW
8°KW
AGR=
TSR=
TSR=
TSR=
TSR=60°C,
7.5%,
15%,
60°C,
60°C,
60°C,pRail=900bar,
pRail=1050bar,
pRail=900bar,
pRail=650bar,
pRail=950bar,
AGR= 10%,
20%, pRail=600bar
H50=
H50=
H50=
H50=19.5°KW
18.8°KW
18.8°KW
19.5°KW
13°KW
20°KW
20°KW
6
NOx P [g/kWh]
NOx P [g/kWh]
6
4
2
0
0
10
20
AGR [%]
30
40
4
2
0
0
10
20
AGR [%]
30
40
Abbildung 7-25: Spez. Stickoxidmissionen bei 1500U/min, 2bar pmi (links) und 2000U/min, 6bar
pmi (rechts) bei Mehrfacheinspritzung in Abhängigkeit der AGR-Rate.
Die beobachteten sehr geringen Russemissionen aller Kraftstoffe bei niedriger Teillast und
Blockeinspritzung konnten auf zwei Ursachen zurückgeführt werden. Zum Einen wurde der
Kraftstoff vollständig während der Zündverzugszeit eingespritzt und ermöglichte so eine gute
Durchmischung des Kraftstoffsprays mit Luft. Zum Anderen war selbst bei maximaler
Abgasrückführrate das globale Luftverhältnis λ ≥ 2,8 und somit ausreichend Sauerstoff vorhanden.
Trotz des sehr niedrigen Russemissionsniveaus waren bei niedrigen Lasten einige aufschlussreiche Ergebnisse festgehalten worden. Der gemessene Russausstoß des Referenzkraftstoffs lag unter allen Betriebsbedingungen signifikant höher als die Russemissionen der
synthetischen Kraftstoffe, die durchwegs ähnlich waren (Abbildung 7-26). Leichte Nachteile
waren für den durch naphtenische Anteile gekennzeichneten Blend ersichtlich. Eine Steige-
95
7 Ergebnisse
rung der Ladelufttemperatur führte bei allen Kraftstoffen zu einer Erhöhung der Russemissionen, die beim Referenzkraftstoff am deutlichsten ausgeprägt war. Bemerkenswerterweise
hatte eine Steigerung der Abgasrückführrate nur geringe Auswirkungen oder im Fall des Referenzkraftstoffs abnehmende Russemissionen zur Folge. Durch eine Steigerung der
Raildrucks
wurde
die
Gemischaufbereitung
durch
eine
Verringerung
des
Tröpfchendurchmessers beim Austritt aus der Düse verbessert. Dadurch war schon bei niedrigen Lasten eine Abnahme der Russemissionen zu beobachten. Die Abnahme des Russausstoßes zu späten 50%-Umsatzlagen kann eventuell, ebenso wie bei hohen AGR-Raten
durch die hier verzeichneten langsamen Wärmefreisetzungen begründet werden, die längere
verfügbare Zeiten für die lokale Durchmischung des Kraftstoffs mit Sauerstoff zur Folge haben.
AGR=
AGR=
TSR=
TSR=
22.5%,
60°C,
7.5%,
15%,
30%,
60°C,pRail=600bar,
pRail=900bar,
pRail=900bar,
pRail=900bar,
AGR= 7.5%, H50=
pRail=900bar
H50=
H50=12.5°KW
19.5°KW
19.5°KW
19.5°KW
20
15
15
Russ P [mg/kWh]
Russ P [mg/kWh]
AGR=
TSR=
AGR=
TSR=
AGR=
TSR=
TSR=
TSR=
TSR=
60°C,
20%,
60°C,
0%,
60°C,
20%,
80°C,
40°C,
50°C,
70°C,
60°C,
40°C,
60°C,
80°C,
50°C,
pRail=900bar,
pRail=600bar,
pRail=1400bar,
pRail=1600bar,
pRail=650bar,
AGR=
AGR=
AGR=
AGR=20%,
7.5%,
15%,
30%,
20%,
0%, H50=
pRail=900bar
pRail=600bar
H50=
pRail=900bar
pRail=600bar
pRail=650bar
H50=
pRail=900bar
H50=
H50=
12.5°KW
19.5°KW
20.9°KW
13°KW
12.5°KW
13°KW
16°KW
19°KW
20
10
5
0
40
50
60
TSR [°C]
70
10
5
0
80
0
20
15
15
10
5
0
500
550
600
pRail [bar]
650
20
AGR [%]
30
40
TSR=
TSR=60°C,
80°C,AGR=
AGR=20%,
0%, pRail=900bar
pRail=600bar
20
Russ P [mg/kWh]
Russ P [mg/kWh]
TSR=
TSR=60°C,
50°C,AGR=
AGR=20%,
0%, H50=
pRail=900bar
12.5°KW
10
700
10
5
0
8
10
12
14
H50 [°KWnOT]
16 17
Abbildung 7-26: Spez. Russemissionen bei 1500U/min, 2bar pmi in Abhängigkeit der Ladelufttemperatur, der AGR-Rate, des Raildrucks und der 50%-Umsatzlage.
Bei höherer Teillast wurde ein Russemissionsniveau dokumentiert, das um mehr als eine
Zehnerpotenz über dem der niedrigen Teillast lag (Abbildung 7-27). Die sich auf die Zündverzugszeit und damit den Homogenisierungsgrad auswirkende Steigerung der Ladelufttemperatur hatte bei allen Kraftstoffen steigende Russemissionen zur Folge. Dabei war die ge-
96
7 Ergebnisse
genüber dem Referenzkraftstoff geringere Sensibilität der synthetischen Kraftstoffe auf die
Variation der Ladelufttemperatur augenfällig. Ab einer Rate von ca. 15% an rückgeführtem
Abgas war ein steiler Anstieg des Russaustoßes zu beobachten, der einerseits auf eine Abnahme des Luftüberschusses und damit des zur Russoxidation zur Verfügung stehenden
Sauerstoffs und andererseits auf die höhere Wärmekapazität der Inertgase CO2 und H2O
und dem damit verbundenen frühren „Einfrieren“ der Russoxidation zurückzuführen war. Höhere Raildrücke führten analog zu den Betrachtungen bei niedriger Teillast zu geringeren
Russemissionen bei allen hier untersuchten Kraftstoffen. Von hohem Informationsgehalt war
die Betrachtung der Variation der 50%-Umsatzlage. Hier nahmen die Russemissionen des
Referenzkraftstoffs zu späten Umsatzlagen ab, während die der synthetischen Kraftstoffe
leicht anstiegen bzw. konstant blieben. Als Ursache ist die zu späten 50%-Umsatzlagen hin
stark ausgeprägte Homogenisierung in Verbindung mit hohen Anteilen vorgemischter Verbrennung zu nennen, die so nur beim Referenzkraftstoff beobachtet wurde (vgl. Abschnitt
4.2.1, Abbildung 4-6).
AGR=
AGR=22.5%,
20%, pRail=600bar,
pRail=900bar,H50=
H50=12.5°KW
19.5°KW
TSR= 60°C, pRail=900bar, H50= 19.5°KW
300
Russ P [mg/kWh]
Russ P [mg/kWh]
300
200
100
0
40
50
60
TSR [°C]
70
200
100
0
80
0
TSR= 60°C, AGR= 22.5%, H50= 19.5°KW
22.5
30
300
Russ P [mg/kWh]
Russ P [mg/kWh]
15
AGR [%]
TSR= 60°C, AGR= 22.5%, pRail=900bar
300
200
100
0
800
7.5
850
900
pRail [bar]
950
1000
200
100
0
16
18
20
H50 [°KWnOT]
22
23
Abbildung 7-27: Spez. Russemissionen bei 2000U/min, 10bar pmi in Abhängigkeit der Ladelufttemperatur, der AGR-Rate, des Raildrucks und der 50%-Umsatzlage.
97
7 Ergebnisse
Folglich ist bei der Bewertung der Ergebnisse aus Untersuchungen mit Blockeinspritzung
stets zu berücksichtigen, dass starke Wechselwirkungen zwischen den aus verschiedenen
Zündverzugszeiten resultierenden Homogenisierungsgraden und den Auswirkungen der
chemischen und physikalischen Kraftstoffeigenschaften auf Russbildung und Oxidation auftreten. Bezüglich der Unterschiede zwischen den Kraftstoffen überraschten die niedrigen
Russemissionen des durch Mono-Aromaten gekennzeichneten Blends, da dies auch keine
Entsprechung in den Ergebnissen aus den Messungen an der Hochdruck-/ Hochtemperaturzelle fand. Allerdings wies dieser Kraftstoff sehr kurze Umsatzdauern vom Brennbeginn bis
zur 50%-Umsatzlage auf (vgl. Abschnitt 7.1.3, Abbildung 7-9 rechts), was ebenfalls auf hohe
Vormischanteile hindeutete. Die Ursache für die vergleichsweise hohen Russemissionen der
Kraftstoffe FT-Naph und FT-Alc können eventuell auf die in der HD/HT-Zelle gefundene und
im Vergleich zu den weiteren Kraftstoffen langsamere Degeneration des KL-Wertes, welche
die Russoxidation beschreibt, zurückgeführt werden, da die maximalen KL-Werte dieser
Kraftstoffe durchwegs auf einem niedrigen Niveau waren (vgl. Abbildung 7-30).
Untersuchungen mit Voreinspritzung zeigten bei niedriger Teillast ähnliche Ergebnisse wie
sie bei Blockeinspritzuntersuchungen dokumentiert wurden (Abbildung 7-28, links). Höhe
Abgasrückführraten führten zu einer Abnahme der Russemissionen, wobei diese aufgrund
der im Vergleich zu Untersuchungen mit lediglich einer Einspritzung geringeren Homogenisierung ein höheres Niveau hatten. Den weiterhin höchsten Russausstoß hatte der Referenzkraftstoff, der deutlich über dem der synthetischen Kraftstoffe lag. Die Ergebnisse aus
den Untersuchungen der höheren Teillast waren, im Unterschied zum Betrieb mit Blockeinspritzung, nunmehr weit weniger stark von unterschiedlichen Anteilen Vormischverbrennung
abhängig (Abbildung 7-28, rechts).
TSR= 60°C, pRail=660bar, H50= 13°KW
TSR= 60°C, pRail=1050bar, H50= 20°KW
600
Russ P [mg/kWh]
Russ P [mg/kWh]
30
20
10
0
0
10
20
AGR [%]
30
400
200
0
40
0
7.5
15
AGR [%]
22.5
30
Abbildung 7-28: Spez. Russoxidmissionen bei 1500U/min, 2bar pmi (links) und 2000U/min, 10bar
pmi (rechts) bei Mehrfacheinspritzung in Abhängigkeit der AGR-Rate.
98
7 Ergebnisse
Der Referenzkraftstoff „profitierte“ nicht länger von der höheren Gemischhomogenisierung –
folglich
waren
große
Vorteile
der
synthetischen
Kraftstoffe,
speziell
bei
hohen
Abgasrückführraten, festzustellen. Der nahezu aromatenfreie FT-Basiskraftstoff hatte bei
30% rückgeführtem Abgas einen um rund 60% geringeren Russausstoß als der Referenzkraftstoff. Weitere Vorteile waren für den Kraftstoff mit niedrigerem Siedebeginn (FT-lIBP)
und dem durch langkettige Alkohole gekennzeichneten Kraftstoff (FT-Alc) ersichtlich, die bei
30% AGR um rund 70% geringere Russemissionen aufwiesen. Dabei sind die Vorteile des
früher siedenden Kraftstoffs wohl auf die kürzeren Verweilzeiten in der flüssigen Phase zurückzuführen, die in Untersuchungen am LAV dokumentiert wurden (vgl. Abschnitt 7.1.2,
Abbildung 7-4). Als Ursache für die niedrigen Russemissionen des alkoholischen Blends
kann die von Hottenbach et al. beschriebene starke Bindung von Sauerstoff an Kohlenstoff
gesehen werden, welche die Bildung von Russvorläufern verhindert [55]. Dafür sprechen
auch die bereits oben erwähnten niedrigsten Maxima der KL-Werte aus Untersuchungen in
der HD/HT-Zelle. Höhere Anteile iso-paraffinische bzw. olefinische Komponenten hatten motorisch kaum Auswirkungen auf das Russverhalten. Die Kraftstoffe FT-iPar und FT-Olef zeigten Russemissionen die denen des FT-Basiskraftstoffs nahezu identisch waren. Sowohl bei
Betrieb ohne als auch mit Voreinspritzung waren negative Auswirkungen durch naphtenische
Komponenten zu verzeichnen. Da die physikalischen Eigenschaften dieses Blends denen
des FT-Basiskraftstoffs sehr ähneln, muss der Einfluss in der chemischen Struktur zu finden
sein. Nakakita et al. berichteten über ein 2-3 mal höheres Aufkommen an Russvorläufersubstanzen
wie
Acetylen,
Butadien,
Benzen
und
Toluen
bei
Untersuchung
eines
naphtenhaltigen, aromatenfreien Kraftstoffs im Vergleich zu einem aromatenhaltigen Kraftstoff in einem Strömungsreaktor [56].
Die bei Volllast und 2000U/min beobachteten Russemissionen waren aufgrund des hohen
Raildrucks, der frühen 50%-Umsatzlage und des Betriebs ohne Abgasrückführung trotz eines Luftverhältnisses von λ≈1,4 auf einem niedrigen Niveau (Abbildung 7-29, links). Dennoch war eine Rangfolge der Kraftstoffe analog der soeben diskutierten Ergebnisse der Untersuchungen bei hoher Teillast und Betrieb mit Voreinspritzung ersichtlich. Ein wiederum
herausragend hoher Russausstoß war für den naphtenischen Kraftstoff dokumentiert worden. Im Nennleistungspunkt (Abbildung 7-29, rechts) war einerseits das Russemissionsniveau generell höher. Andererseits waren die Unterschiede zwischen den Kraftstoffen deutlicher ersichtlich, wobei diese die Ergebnisse der Untersuchungen bei 2000U/min, 10bar pmi
mit VE nochmals bestätigten.
99
7 Ergebnisse
TSR= 60°C, pRail=1400bar, H50= 16°KW
TSR= 60°C, pRail=1600bar, H50= 19°KW
RDF
FT-Base
FT-Alc
FT-iPar
FT-Naph
RDF
FT-Base
FT-Alc
Kraftstoff
FT-Arom
100
0
FT-Arom
FT-iPar
FT-Naph
0
FT-lIBP
50
200
FT-lIBP
100
FT-Olef
Russ P [mg/kWh]
300
FT-Olef
Russ P [mg/kWh]
150
Kraftstoff
Abbildung 7-29: Spezifische Russemissionen bei 2000U/min (links) und 4000U/min, Volllast.
Für den Vergleich mit dem in der Hochdruck-/Hochtemperaturzelle beobachteten Russverhalten, sind an dieser Stelle einige Vorbemerkungen nötig. Der aus den motorischen Untersuchungen ermittelte Russausstoß wurde durch Messungen aus dem Abgas ermittelt und
stellt somit die Summe aus den, während der Verbrennung ablaufenden Russ-bildenden
sowie den Russ-oxidierenden Prozessen dar. Die Russbildung findet hauptsächlich in der
Diffusionsphase der Verbrennung statt, die durch lokalen Luftmangel und hohe Temperaturen gekennzeichnet ist. Russ entsteht aus unverbranntem Kraftstoff unter Ausbildung einer
festen Phase. Die Russoxidation ist abhängig von der lokalen Temperatur und dem Sauerstoff-Angebot [57]. Da das globale Sauerstoffangebot bei der überstöchiometrisch betriebenen dieselmotorischen Verbrennung genügend hoch ist und bei ausreichend zur Verfügung
stehender Zeit auch lokal keine Begrenzung der Russoxidation darstellt, ist der Temperaturverlauf der entscheidende Faktor, der die Bedingungen in HDTZ und Motor unterscheidet.
Die Expansion des Brennraumvolumens führt im Motor zu einer schnellen Abnahme der
Gastemperatur und damit zu schnellen Verminderung des Oxidationsprozesses – die im Zylinder noch vorhandene Russmenge „friert“ ein und gelangt in das Abgassystem. In der
HTDZ bleibt die Gastemperatur dagegen über eine vergleichsweise lange Zeit auf einem
hohen Niveau, der Russ-Oxidationsprozess ist länger aktiv. Daher können Ansätze, die die
Russkonzentration im Abgas des Motors mit den KL-Werten im Zylinder der HDTZ am Ende
des Oxidationsprozesses vergleichen [58], hier nicht zur Anwendung kommen.
Stellvertretend für alle Messungen in der HDTZ sind in Abbildung 7-30 die Verläufe des KLWerts, als Maß für die Russkonzentration, für alle Kraftstoffe bei mittleren Betriebsparametern (Raildruck = 1000bar, Ansteuerzeit = 1.0ms) dargestellt. Die Russkonzentrationen der
verschiedenen Kraftstoffe unterschieden sich sowohl hinsichtlich des Beginns der Russbildung, des Maximums, sowie in den Bildungs- und Oxidationsraten. Am Ende der Verbren-
100
7 Ergebnisse
nung (hier 7.0ms nach dem Ansteuerbeginn des Injektors) waren demgegenüber nur noch
sehr geringe Unterschiede in den Russkonzentrationen ersichtlich, da die Temperaturen in
der HDTZ lange auf einem hohen Niveau verweilen.
Abbildung 7-30: Verlauf der KL-Werte und Brennverläufe (gepunktete Linien) aller Kraftstoffe
bei pRail=1000bar und ADHE=1.0ms.
Das Russverhalten des Referenzkraftstoffs RDF und das des von Mono-Aromaten gekennzeichneten Blends FT-Arom waren bei Untersuchungen in der HDTZ durchwegs sehr ähnlich. Sowohl die am frühesten beginnende Russbildung als auch die höchsten Konzentrationsmaxima waren bei diesen Kraftstoffen beobachtet worden. Allerdings waren bei beiden
Kraftstoffen auch die höchsten Oxidationsraten ersichtlich, die im Fall des Kraftstoffs FTArom ab etwa 3.2ms nach ABHE zu niedrigeren Russkonzentrationen führten als beim Referenzkraftstoff.
Gegenüber den beiden genannten Kraftstoffen, wies der FT-Basiskraftstoff bei später einsetzender Russbildung um etwa 30% niedrigere Maxima des KL-Wertes auf. Die Russoxidationsrate war mit der des Referenzkraftstoffsvergleichbar. Der von Olefinen gekennzeichnete
Blend (FT-Olef) zeigte eine nahezu identisches Verhalten, höhere Anteile iso-parafinischer
Strukturen (FT-iPar) führten zu geringfügig höheren KL-Maxima und einem etwas später
stattfindenden Abnahme des KL-Wertes. Bei dem durch niedriger siedende Komponenten
gekennzeichnete Kraftstoff FT-lIBP wurden leicht niedrigere Russkonzentrationsmaxima beobachtet, während die Oxidationsrate der des Basiskraftstoffs entsprach. Generell konnten
bei den vier soeben beschriebenen Kraftstoffen nur minimale Unterschiede im Russverhalten
bei Messungen in der HDTZ festgestellt werden.
101
7 Ergebnisse
Signifikant war dagegen die unter allen Betriebszuständen beobachtete geringere Degeneration des KL-Werts beim Kraftstoff FT-Naph. Dieser wies zwar ähnliche maximale Werte der
Russkonzentration auf wie die des FT-Basiskraftstoffs, doch war ein deutlicher Einfluss der
naphtenischen Strukturen auf Intensität des Oxidationsprozesses ersichtlich. Dieser kann
ursächlich für die in motorischen Untersuchungen beobachteten, vergleichsweise hohen
Russemissionen dieses Kraftstoffs gesehen werden.
Die von Hottenbach et al. vertretene These, dass im Kraftstoff gebundener Sauerstoff zur
Minderung von Russvorläufern führt [55], scheint sich in den Ergebnissen der Untersuchungen des Kraftstoffs FT-Alc zu bestätigen: Charakteristisch für diesen Kraftstoff waren sowohl
der am spätesten einsetzende Anstieg der Russkonzentration als auch die niedrigsten Konzentrationsmaxima im Vergleich aller untersuchten Kraftstoffe. Die Intensität des Oxidationsprozesses hingegen scheint (ähnlich wie bei FT-Naph) niedriger zu sein, als bei den anderen
Kraftstoffen.
Da die Endwerte der Russkonzentration aufgrund der beschriebenen hohen Verweilzeit der
Gastemperaturen auf hohem Niveau in der HDTZ nicht mit den im Motorabgas gemessenen
Russwerten verglichen werden können, wurde die Abhängigkeit der Russkonzentration von
Maximalwert und Oxidationsrate durch Betrachtung von mehreren Zeitschnitten dargestellt.
Tabelle 7-1 zeigt die Rangfolge der Russkonzentrationen im jeweiligen Maximalwert und 4.0,
5.0 und 6.0ms nach Einspritzbeginn. Zu frühen Zeitpunkten war das Konzentrationsmaximum bestimmend für die aktuelle Russkonzentration, zu späteren die Oxidationsrate. Eine
Ausnahme stellte der naphtenische Kraftstoff dar, der trotz geringem Maximum im KL-Wert
schon bei dem 4.0ms-Vergleichspunkt die nahezu höchste Russkonzentration aufwies.
→ → → → → → → Abnehmende KL-Werte
→ → → → → → →
Maximale KL-Werte:
RDF
FT-Arom FT-iPar
4.0ms nach SOI:
RDF
FT-Arom FT-Naph FT-iPar
FT-Olef FT-Base
FT-lIBP
FT-Alc
5.0ms nach SOI:
RDF
FT-Naph FT-Arom
FT-Olef
FT-Base
FT-lIBP
FT-Base
FT-Alc
FT-Olef
FT-lIBP FT-Naph
FT-iPar
FT-Alc
RDF
FT-Alc FT-Arom FT-Olef FT-iPar FT-Base FT-lIBP
6.0ms nach SOI: FT-Naph
Tabelle 7-1: Übersicht über die Rangfolge der KL-Werte (Russkonzentrationen) bei mehreren
Zeitschnitten.
Somit lässt sich folgern, dass der Temperaturverlauf im Motor entscheidend zum Russausstoß beiträgt und nicht der Kraftstoff mit der höchsten gebildeten Russmasse zwingenderweise zu einem Maximum an Russemissionen führt.
102
7 Ergebnisse
7.2 Summarische Kraftstoffbewertung
Um aus obigen Betrachtungen der motorischen Ergebnisse eine Bewertung der untersuchten Kraftstoffe ableiten zu können wurde die in Abschnitt 6.3 vorgestellte Gewichtungsfunktion verwendet. Wie beschrieben, war es das Ziel anhand kumulierter, gewichteter Unterschiede der Ergebnisse der synthetischen Kraftstoffe im Vergleich zum Referenzkraftstoff,
die Auswirkungen und das Potenzial der einzelnen Merkmal prägenden Komponenten zusammenfassend darzustellen. Dafür wurden die Verbrauchs- und Emissionswerte als Bewertungskriterien herangezogen.
Diese Zusammenfassung wurde in zwei Schritten durchgeführt. Im ersten Schritt wurden die
Ergebnisse der zwei hauptsächlichen Untersuchungsstrategien, die der Untersuchungen mit
Blockeinspritzung und die der Untersuchungen mit zusätzlicher Voreinspritzung separat kumuliert. Da diese in einem zweiten Schritt zusammengefasst werden sollten, wurden aus den
Untersuchungen mit Blockeinspritzung nur diejenigen Betriebsbedingungen berücksichtigt,
die auch mit Voreinspritzung untersucht wurden.
In Tabelle 7-2 sind kumulierten, gewichteten Ergebnisse der Untersuchungen mit Blockeinspritzung dargestellt. Bezüglich des Kraftstoffverbrauchs resultieren die größten Vorteile aus
Ergebnissen von Kraftstoffen mit vorwiegend langen geradkettigen Strukturen, die eine hohe
Zündwilligkeit aufwiesen (FT-Base, FT-Olef). Kurzkettigere Anteile (FT-lIBP – niedriger Siedebeginn) sowie verzweigte Strukturen (FT-iPar – iso-Paraffine) führen zu einem geringeren
Verbrauchsvorteil. Naphtenische Strukturen wirken sich hierbei negativ aus. Am gravierendsten war jedoch die Beimengung von Mono-Aromaten, die zu einem dem Referenzkraftstoff
nahezu identischem Verbrauchsverhalten führte. Ähnliche Einflüsse waren bei der Beurteilung der teil- und unverbrannten Emissionen ersichtlich, die einen signifikanten Einfluss auf
den Kraftstoffverbrauch hatten, wie bereits in Abschnitt 7.1.4 beschrieben wurde. Das günstigste Verhalten zeigten wiederum die zündwilligsten Kraftstoffe FT-Base und FT-Olef.
Naphten, iso-Paraffine und kurzkettigere Strukturen hatten nahezu identische Auswirkungen
und führten gegenüber dem FT-Basiskraftstoff zu leicht höheren CO- und HC-Emissionen.
Mono-Aromaten führten wiederum zu gravierenden Nachteilen, wobei die gewichteten COEmissionen sogar über denen des Referenzkraftstoffs lagen. Bemerkenswert war das niedrige HC-Emissionsniveau des alkoholischen Blends, der eine signifikant niedrigere Cetanzahl
als der FT-Basiskraftstoff aufwies. Die grundsätzlichen Vorteile der synthetischen Kraftstoffe
bezüglich der Stickoxidemissionen konnten teilweise auf ein einen, gegenüber dem Referenzkraftstoff, geringeren Vormischanteil zurückgeführt werden, der zu niedrigeren Temperaturen bei Beginn der Diffusionsverbrennung führt. Für die Rangfolge unter den synthetischen
Kraftstoffen, die stark von den betrachteten Betriebspunkten abhing konnte aus den Ergebnissen dieser Arbeit keine weitere Erläuterung gefunden werden. Zur Betrachtung der Russemissionen bei Blockeinspritzuntersuchungen muss auf die, in Abhängigkeit der Betriebsbe-
103
7 Ergebnisse
dingungen, hohen Anteile vorgemischter Verbrennung bei Untersuchung des Referenzkraftstoffs hingewiesen werden. Dadurch wurden die Auswirkungen der chemischen und physikalischen Kraftstoffeigenschaften auf Russbildung und -oxidation teilweise überdeckt. Signifikante Vorteile waren dennoch für den Kraftstoff, der durch einen niedrigen Siedebeginn gekennzeichnet ist (FT-lIBP) ersichtlich. Die Nachteile des alkoholischen Blends und im Besonderen die des naphtenisch angereicherten Kraftstoffs können eventuell auf langsamer
ablaufende Russoxidationsreaktionen zurückgeführt werden, die in der HD-/HT-Zelle am
LAV beobachtet wurden.
FT-Base FT-Naph FT-iPar
RDF
Mittelw ert: x Einheit
Blockeinspritzung
bi
0.24 [kg/kWh]
FT-Olef
FT-lIBP
FT-Arom FT-Alc
ỹ [%]
ỹ [%]
ỹ [%]
ỹ [%]
ỹ [%]
ỹ [%]
ỹ [%]
-8.7
-3.4
-5.3
-7.3
-5.5
-0.5
-7.2
mBxHu
675.49 [J]
-3.6
0.2
-1.0
-2.6
-1.7
-0.1
-4.7
CO2_P
758.66 [g/kWh]
-6.5
-2.1
-4.8
-5.1
-3.2
1.6
-7.3
CO_P
19.16 [g/kWh]
-41.1
-33.6
-29.0
-44.2
-27.1
8.9
-33.3
HC_P
8.40 [g/kWh]
-52.9
-46.9
-43.7
-61.9
-42.7
-1.4
-54.4
NOx_P
3.00 [g/kWh]
-18.5
-11.6
-13.9
-5.4
-18.7
-16.4
-11.3
Russ_P
24.16 [mg/kWh]
-7.6
32.6
-16.8
-12.2
-34.4
-24.8
9.1
Tabelle 7-2: Kumulierte gewichtete Unterschiede der synthetischen Kraftstoffe zum Referenzkraftstoff bei Untersuchungen mit Blockeinspritzung.
Die Applikation einer Voreinspritzung beeinflusste das Brennverhalten signifikant. Durch Radikalbildung und Temperaturerhöhung wurden einerseits die Zündverzüge selbst und andererseits die Unterschiede zwischen den Zündverzügen der verschiedenen Kraftstoffe stark
verringert. Im Unterschied zu den Untersuchungen mit Blockeinspritzung war das Verbrauchs und Emissionsverhalten hier weit weniger von unterschiedlichen Anteilen vorgemischter Verbrennung abhängig. Aufgrund der „Vorkonditionierung“ des Brennraums wurde
ein weitaus niedrigeres Niveau teil- und unverbrannter Emissionen dokumentiert, wie am
Vergleich der herangezogenen Mittelwerte (x
¯) des Referenzkraftstoffs deutlich wird (Tabelle
7-3). Zwar waren weiterhin große prozentuale Vorteile der zündwilligsten Kraftstoffe (FTBase, FT-Olef) und des alkoholischen Blends hinsichtlich der CO- und HC-Emissionen ersichtlich – allerdings waren die Bezugswerte des Referenzkraftstoffs etwa um 75% niedriger
als bei Untersuchungen mit Blockeinspritzung. Als Folge war hier auch ein niedrigeres Verbrauchsniveau dokumentiert worden, das, wie auch die teil- und unverbrannten Emissionen,
vor allem aus einer vollständigeren Umsetzung bei niedriger Teillast resultierte. Weiterhin
waren auch die Stickoxidemissionen im Mittel geringer, was die Annahme einer starken Beeinflussung durch den Vormischanteil bekräftigte. Der nun geringere Homogenisierungsgrad
hatte auch einen starken Einfluss auf die Russemissionen, die nun im Mittel weitaus höhere
104
7 Ergebnisse
Werte annahmen, als bei den Untersuchungen ohne Voreinspritzung. Somit waren hier die
Auswirkungen der chemischen und physikalischen Kraftstoffeigenschaften auf die Russbildung und –oxidation maßgeblich. Die im gewichteten Mittel größten Vorteile waren für die
durch iso-paraffinische und alkoholische Anteile gekennzeichneten Kraftstoffe sowie dem,
analog der Untersuchungen mit Blockeinspritzung, Kraftstoff mit niedrigem Siedebeginn ersichtlich. Auch hier führten naphtenische Anteile zu Nachteilen im Vergleich der synthetischen Kraftstoffe.
FT-Base FT-Naph FT-iPar
RDF
Mehrfacheinspritzung
Mittelw ert: x Einheit
bi
0.22 [kg/kWh]
FT-Olef
FT-lIBP
FT-Arom FT-Alc
ỹ [%]
ỹ [%]
ỹ [%]
ỹ [%]
ỹ [%]
ỹ [%]
ỹ [%]
-3.9
-0.4
-0.6
-1.6
-0.6
0.7
-0.5
mBxHu
653.44 [J]
-0.8
1.7
2.0
0.3
1.1
0.1
-0.7
CO2_P
734.95 [g/kWh]
-4.1
-1.3
-1.8
-2.0
0.1
2.7
-3.7
CO_P
5.98 [g/kWh]
-45.7
-23.4
-24.4
-39.0
-28.9
-2.7
-33.8
HC_P
2.24 [g/kWh]
-51.9
-34.6
-37.2
-47.9
-38.1
-20.4
-48.9
NOx_P
2.28 [g/kWh]
-7.9
-3.2
-3.4
-2.0
1.6
-5.7
-3.7
Russ_P
66.85 [mg/kWh]
-43.7
-30.2
-60.3
-53.1
-59.4
-47.5
-62.6
Tabelle 7-3: Kumulierte gewichtete Unterschiede der synthetischen Kraftstoffe zum Referenzkraftstoff bei Untersuchungen mit Mehrfacheinspritzung.
Um Abschließend einen Überblick über das Potenzial der untersuchten synthetischen Kraftstoffe zu gewährleisten, wurden die Ergebnisse beider Untersuchungsstrategien zusammengefasst und mittels der in Tabelle 4-6 (Abschnitt 6.3) vorgestellten Grenzwerte abstrahiert.
Die Zusammenfassung der Ergebnisse aus beiden Untersuchungsstrategien hatte das Ziel
ein gewisses applikatives Potenzial zu berücksichtigen, da die Betriebsbedingungen für den
jeweiligen Kraftstoff in keinster Weise optimiert wurden sondern die Versuche hinsichtlich
größtmöglicher Vergleichbarkeit durchgeführt wurden.
Anhand der so gewonnen Bewertung (Tabelle 7-4) ist ersichtlich, dass der FT-Basiskraftstoff
das günstigste Verhalten bezüglich Verbrauch und Emissionen aufwies. Lediglich Russemissionen konnten durch kurzkettigere n- und iso-Paraffinanteile (FT-iPar, FT-lIBP) sowie durch
Anteile längerkettiger Alkohole (FT-Alc) weiter reduziert werden. Bis auf eine Beimengung
alkoholischer Anteile waren hier allerdings jeweils negative Auswirkung auf den Kraftstoffverbrauch und die weiteren Emissionen in Kauf zu nehmen. Durch ringförmige Strukturen
wurden im Fall der Mono-Aromaten das CO- und HC-Emissionsverhalten und damit auch der
Wirkungsgrad speziell bei niedriger Teillast signifikant verschlechtert. Naphtene führten zu
Nachteilen bezüglich der Russemissionen.
105
7 Ergebnisse
abst. Zusammenfassung
FT-Base
bi
FT-Naph
FT-iPar
FT-Olef
FT-lIBP
FT-Arom
FT-Alc
+++
+
++
+++
++
o
++
mBxHu
+
−
−
+
o
o
++
CO2_P
+++
+
++
++
+
−
+++
CO_P
+++
+++
++
+++
++
−
+++
HC_P
++++
+++
+++
++++
+++
+
++++
NOx_P
+
+
+
o
+
+
+
Russ_P
+++
+
+++
+++
++++
+++
+++
Tabelle 7-4: Bewertung der untersuchten synthetischen Kraftstoffe aus motorischer Sicht.
Als weiteres Bewertungskriterium wurde der beim Dieselmotor im Fokus befindliche RussNOX-Tradeoffs gewählt. Dazu wurden die Ergebnisse der Versuche mit Mehrfacheinspritzung
herangezogen, da hier ein realitätsnäherer Betrieb vorlag. Da die Russemissionen bei niedriger Teillast aber aufgrund ihres sehr niedrigen Niveaus von geringer Relevanz waren, wurden hier die unverbrannten Kohlenwasserstoffe als die der Stickoxidminimierung gegenläufige Größe dargestellt (Abbildung 7-31, links). Dies ist auch im Hinblick auf eine Zertifizierung
relevant, da eine Summenobergrenze für HC- und NOX-Emissionen zur Anwendung kommt.
Bei höherer Teillast spielen teil- und unverbrannte Emissionen wegen des hohen Temperaturniveaus eine untergeordnete Rolle. Hier lag der Fokus der Betrachtungen auf dem zu erwartenden Anstieg der Russemissionen bei innermotorischer Absenkung der Stickoxide
(Abbildung 7-31, rechts).
600
AGR
AGR
4
400
2
200
0
0
1
2
3
NOx P [g/kWh]
4
5
0
1
2
3
NOx P [g/kWh]
4
Russ P [mg/kWh]
HC P [g/kWh]
6
0
5
Abbildung 7-31: HC-NOX-Tradeoff bei 1500U/min, 2bar pmi (links); Russ-NOX-Tradeoff bei
2000U/min, 10bar pmi (rechts) aus Untersuchungen mit Mehrfacheinspritzung.
Folglich stellen langkettige Alkoholmoleküle eine zu favorisierende Kraftstoffkomponente dar,
die das Potenzial hat, Russemissionen über das für Fischer-Tropsch-Kraftstoffe übliche Maß
hinaus zu verringern, ohne weitere positive Eigenschaften dieser Kraftstoffe nachteilig zu
beeinflussen.
106
8 Zusammenfassung und Ausblick
8
Zusammenfassung und Ausblick
In Anlehnung an die Fragestellung des Projekts ist ein optimaler Kraftstoff durch minimale
Schadstoffemissionen bei größtmöglicher Effizienz definiert. Dazu wurde eine Kraftstoffmatrix bestehend aus sieben synthetischen Kraftstoffen mit unterschiedlichen, Merkmal prägenden Komponenten und einem Referenzkraftstoff definiert und experimentell untersucht. Ziel
der durchgeführten Untersuchungen an Einzylindermotor und Hochdruck-/ Hochtemperaturzelle war es, aufzuzeigen inwieweit und weshalb verschiedene Molekülstrukturen das Brennund Emissionsverhalten beeinflussen.
Um dem, aufgrund der gewählten Betriebsparameteranzahl, hohen motorischen Versuchsaufwand zu begegnen wurden Methoden der statistischen Versuchsplanung herangezogen.
Es konnte gezeigt werden, dass diese Vorgehensweise ein effizienter Weg war um die Versuchsanzahl bei gleichzeitig hohem Erkenntnisgewinn zu minimieren. Durch Kombination
mehrerer Techniken der Versuchsplanung und der Modelloptimierung konnte eine sehr hohe
Modellgüte erreicht werden.
Die Ergebnisse aus den motorischen Untersuchungen zeigten eine starke Abhängigkeit vom
betrachteten Lastzustand und der gewählten Betriebsstrategie (mit oder ohne Voreinspritzung). Grundsätzlich waren die meisten Effekte, die bei Blockeinspritzuntersuchungen auftraten, auf die Untersuchungen mit Voreinspritzung übertragbar, wobei die Unterschiede zwischen den Kraftstoffen beim Betrieb mit Blockeinspritzung zumeist stärker ausgeprägt waren. Der Einfluss des Lastzustands war einerseits im Temperaturniveau bei Beginn der Einspritzung und andererseits in der benötigten Zeit für den Einspritzvorgang zu sehen. Deshalb
mussten die Ergebnisse unter Berücksichtigung der jeweiligen Betriebsbedingung bewertet
werden.
Bei Betriebspunkten der niedrigen Teillast konnten signifikante Vorteile synthetischer Kraftstoffe von vorwiegend langkettiger und gerader Struktur bezüglich teil- und unverbrannter
Emissionen gegenüber dem Referenzkraftstoff beobachtet werden. Die Größe des Vorteils
korrelierte mit steigender Zündwilligkeit der betrachteten Kraftstoffe. Es wurde gezeigt, dass
beobachtete Verbrauchsvorteile zu einem großen Teil auf Vorteile bezüglich verminderter
CO- und HC-Emissionen zurückzuführen sind. Durch eine Beimengung aromatischer Anteile
wurde ein, dem Referenzkraftstoff sehr ähnliches Brennverhalten beobachtet: Sowohl Verbrauch als auch teil- und unverbrannte Emissionen lagen auf dem Niveau der Referenzkraftstoffs. Dieses Verhalten wurde gleichfalls bei der Betriebsstrategie mit Voreinspritzung festgestellt, wobei der Ausstoß an CO- und HC-Emissionen aufgrund des durch die Voreinspritzung erhöhten Temperaturniveaus um ein Vielfaches geringer war.
Der Fokus der Betrachtungen bei Betriebspunkten höherer Teillast lag auf den Kraftstoffeinflüssen auf die Russemissionen. Hier war die Übertragung von aus Blockeinspritz-
107
8 Zusammenfassung und Ausblick
Untersuchungen gewonnenen Erkenntnissen auf den Betriebsmodus mit applizierter Voreinspritzung nicht mehr ohne Weiteres möglich. Aufgrund im Gegensatz zu den synthetischen
Kraftstoffen weitaus längeren Zündverzügen des Referenzkraftstoffs bei Blockeinspritzbetrieb, wurde eine anteilig größere Vormischverbrennung beobachtet. Da das Russemissionsverhalten bei applizierter Voreinspritzung stark abwich, ist davon auszugehen, dass Homogenisierungseffekte strukturchemische Eigenschaften überdeckten. Die im Vergleich der synthetischen Kraftstoffe höchsten Russemissionen wurden unabhängig von der Einspritzstrategie mit naphtenischen Kraftstoffanteilen beobachtet. Dies kann eventuell durch die im Vergleich am langsamsten ablaufenden Russoxidationsprozesse begründet werden, wie es
durch Ergebnisse aus den pyrometrischen Untersuchungen in der HDTZ nahegelegt wird.
Demgegenüber konnten die niedrigsten Russemissionen bei Untersuchung des alkoholischen Blends mit Mehrfacheinspritzung dokumentiert werden. Dieser zeigte auch die niedrigsten Maxima des KL-Wertes in HDTZ-Untersuchungen.
Aus einer abschließenden Kraftstoffbewertung folgte, dass der FT-Basiskraftstoff bezüglich
Wirkungsgrad, teil- und unverbrannten Emissionen und Stickoxiden das günstigste Verhalten
aufwies. Der Russausstoß konnte durch den Kraftstoff mit niedrigem Siedebeginn, dem
Kraftstoff mit gesteigertem iso-Paraffin Anteil und dem Kraftstoff mit langkettigen Alkoholen
nochmals verringert werden. Aber abgesehen vom alkoholischen Kraftstoff hatte dies negative Auswirkungen auf die weiteren Bewertungskriterien. Folglich stellen langkettige Alkohole
eine vielversprechende Kraftstoffkomponente für zukünftige Kraftstoffe dar.
Für die Zukunft gilt es nun zu definieren, wie synthetische Kraftstoffe zum Einsatz kommen
können und auf welche fahrzeugseitigen Rahmenbedingungen diese zu optimieren sind. Für
den Einsatz synthetischer Kraftstoffe ist zunächst die produktionstechnisch darstellbare
Menge entscheidend. Da nicht davon auszugehen ist, dass der weltweite Bedarf an Dieselkraftstoffen kurzfristig durch synthetische Kraftstoffe substituierbar ist, muss davon ausgegangen werden, dass zunächst die Verwendung als Zumischkomponente zu konventionellen
Kraftstoffen in Frage kommt.
Auf Basis der in der vorliegenden Arbeit gewonnen Erkenntnissen kann nun bei bekanntem
Einsatzszenario aufgebaut werden und die synthetische Kraftstoffkomponenten so definiert
werden, dass sich ein größtmöglicher Benefit bezüglich des Brenn- und Emissionsverhaltens
des resultierenden Kraftstoffs ergibt.
108
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113
10 Anhang
10 Anhang
10.1 Abkürzungsverzeichnis
[...]
Konzentration, z.B. [CO] entspricht der Kohlenmonoxidkonzentration
°C
Grad Celsius
°KW
Grad Kurbelwinkel
ABHE
Ansteuerbeginn der Haupteinspritzung
ABVE
Ansteuerbeginn der Voreinspritzung
ADHE
Ansteuerdauer der Haupteinspritzung
ADVE
Ansteuerdauer der Voreinspritzung
AG
Aktiengesellschaft
AGR
Abgasrückführung
ASP
Arbeitsspiel
B50
50%-Umsatzlage, berechnet auf Basis des Brennverlaufs
BB
Brennbeginn
BD5090
Brenndauer von der 50%- bis zur 90%-Umsatzlage
BDBB50
Brenndauer vom Brennbeginn bis zur 50%-Umsatzlage
BDBB90
Brenndauer vom Brennbeginn bis zur 90%-Umsatzlage
BES / SSI
Blockeinspritzung / Single Shot Injection
bi
spezifischer Verbrauch, bezogen auf die indizierte Leistung
BtL
Biomass-to-Liquid
CO
Kohlenmonoxid
CO_P
Spezifische Kohlenmonoxidemissionen
CO2
Kohlendioxid
CO2_P
Spezifische Kohlendioxidemissionen
CtL
Coal-to-Liquid
CZ / CN
Cetanzahl / Cetan Number
DoE
Design of Experiments / Statistische Versuchsplanung
dQb
Brennverlauf
DZ
Drehzahl
ETH
Eidgenössische Technische Hochschule
114
10 Anhang
ETK
Emulator Tastkopf
EU
Europäische Union
FSN
Filter Smoke Number
FT
Fischer-Tropsch
FVV
Forschungsvereinigung Verbrennungskraftmaschinen
GmbH
Gesellschaft mit beschränkter Haftung
GtL
Gas-to-Liquid
GUT
Unterer Totpunkt, Gaswechsel
H50
50%-Umsatzlage, berechnet auf Basis des Heizverlaufs
HC
Kohlenwasserstoffe
HC_P
Spezifische Kohlenwasserstoffemissionen
HCCI
Homogeneous Charge Compression Ignition
HCV
Wasserstoff-Kohlenstoffverhältnis
HDTZ
Hochdruck- / Hochtemperaturzelle
HE
Haupteinspritzung
HFRR
High Frequency Reciprocating Rig, Methode zur Bestimmung der
Schmierfähigkeit von Kraftstoffen nach EN ISO 12156-1
Hu
unterer Heizwert
IAV
Ingenieurgesellschaft Auto und Verkehr
IFP
Institute Francaise du Petrole
IVK
Institut für Verbrennungsmotoren und Kraftfahrwesen
K
Grad Kelvin / Wassergasgleichgewichtskonstante
k
Faktor des Arbeitsverfahrens (4-Takt: k=0,5)
LAV
Laboratorium für Aerothermochemie und Verbrennungssysteme
Lst
stöchiometrisches Luftverhältnis
mB
Brennstoffmasse
MES / MSI
Mehrfacheinspritzung / Multi Shot Injection
min
Minute
mL
Luftmasse
ms
Millisekunde
n
Drehzahl
NE
Nacheinspritzung
115
10 Anhang
NEFZ
Neuer Europäischer Fahrzyklus
NOX
Stickoxide
NOX_P
Spezifische Stickoxidemissionen
O2
Sauerstoff
OCV
Sauerstoff-Kohlenstoffverhältnis
OT
Oberer Totpunkt
Pi
indizierte Leistung
PKW
Personnenkraftwagen
pmi
Indizierter Mitteldruck
ppm
parts per milion
pRail
Raildruck (Common-Rail System)
Q
Wärme
Russ_P
Spezifische Russemissionen
SASOL
Suid Afrikaanse Steenkool en Olie
SMDS
Shell Middle Destilate Synthesis
TSR
Ladelufttemperatur
U
Umdrehung
VE
Voreinspritzung
vol.-%
Volumenprozent
WCV
Wasser-Kohlenstoffverhältnis
XtL
X-to-Liquid (Zusammenfassung synthetischer Kraftstoffe unabhängig
vom Kohlenwasserstoffträgers)
ZOT
Oberer Totpunkt, um welchen die Zündung stattfindet
ZV_dQb
Zündverzug, berechnet auf Basis des Brennverlaufs
λ
Luftverhältnis bezogen auf das stöchiometrische Luftverhältnis
μ
Molmassenverhältnis trockener Luft zu Wasser
μs
Microsekunde
ρ
Dichte
φ
Kurbelwinkel
χ
Luftfeuchte in Wasserdampf je kg trockener Luft
116
10 Anhang
10.2 Bedienungsanleitung der GUI zur Visualisierung der motorischen Ergebnisse
Das in Abschnitt 6.2.2 vorgestellte Auswertewerkzeug wurde als ausführbares „standalone“
Programm ausgeführt und ist somit nicht auf die Programmierumgebung von Matlab angewiesen. Ist Matlab auf dem jeweiligen Rechner nicht vorhanden muss die im Software-Paket
enthaltene MCR (Matlab Compiler Runtime) installiert werden. Der Aufruf des eigentlichen
Programms erfolgt über die ausführbare Datei „FFD_MotEgb_GUI.exe“.
Die Bedienung der graphischen Benutzeroberfläche wird im Folgenden anhand von Abbildung 10-1 erläutert.
9
3
2
12
5
4
7
1
10
8
13
6
11
Abbildung 10-1: Bedienfunktionen der GUI zur Visualisierung der motorischen Ergebnisse.
Feld Auswahl
Möglichkeiten
Bemerkungen
1
Kraftstoff
zu berücksichtigende Kraftstoffe
min. 1 Kraftstoff muss gewählt
2
Ergebnisart
- BES-Ergebnisse
- MES-Ergebnisse
- VL-Ergebnisse
Unt. mit Blockeinspritzung
Unt. mit Mehrfacheinspritzung
Volllastuntersuchungen
3
Kennwerttyp
- Verbrennungskennwerte
- Verbrauch und Emissionen
117
10 Anhang
Feld Auswahl
Möglichkeiten
Bemerkungen
-
BP1500-2
BP2000-2
BP2000-6
BP2000-10
BP2000-VL (nur VL-Ergeb.)
BP4000-VL (nur VL-Ergeb.)
1500U/min, 2bar pmi
2000U/min, 2bar pmi
2000U/min, 6bar pmi
2000U/min, 10bar pmi
2000U/min, Volllast
4000U/min, Volllast
50%-Umsatzlage auf Basis dQh
50%-Umsatzlage auf Basis dQb
Zündverzug
Brenndauer vom BB bis B50
Brenndauer von B50 bis B90
Brenndauer vom BB bis B90
Spezifischer Kraftstoffverbrauch
Energieeintrag pro Arbeitsspiel
Spez. Kohlendioxidemissionen
Spez. Kohlenmonoxidemissionen
Spez. Kohlenwasserstoffemission.
Spez. Stickoxidemissionen
Spez. Russemissionen
4
Betriebspunkt
5
Ergebnisgröße -
H50
B50
ZV_dQb
BDBB50
BD5090
BDBB90
bi
mB_ASP
CO2_P
CO_P
HC_P
NOX_P
Russ_P
(Verbrenn.-KW)
(Verbrenn.-KW)
(Verbrenn.-KW)
(Verbrenn.-KW)
(Verbrenn.-KW)
(Verbrenn.-KW)
(Verb. & Emiss.)
(Verb. & Emiss.)
(Verb. & Emiss.)
(Verb. & Emiss.)
(Verb. & Emiss.)
(Verb. & Emiss.)
(Verb. & Emiss.)
6
Laufvariable
TSR
AGR
pRail
ABHE
H50
(Verbrenn.-KW)
(Verb. & Emiss.)
-
7
statische Vari- Wahl der Werte der statischen
ablen
Variablen
8
Plot
Aufruf der Polynomauswertung
bzw. Darstellung der Ergebnisse
aus MES- und VL Untersuchungen.
9
Data Cursor
Numerische Werte können aus
den Graphen abgelesen werden
10
Skalierung xAchse
min.-/ max.-Werte für x-Achse
definieren
11
Skalierung yAchse
min.-/ max.-Werte für x-Achse
definieren
12
Speichern
Möglichkeit den Graphen als Bild Zielordner und Dateinamen ange(*.emf, *.jpg, *.tif) zu speichern
ben
13
Drucken
Aufruf des Druckmenüs
118
Die Wahl der Laufvariable führt
automatisch dazu, dass die verblieben Variaben als statisch definiert werden. Hier können die
Werte über Schieberegler eingestellt werden.
Über die rechte Maustaste stehen
weitere Optionen zur Verfügung
Lebenslauf
1981
Geboren am 31.01.1981 in Bayreuth
1987 - 1991
Grundschule Neudrossenfeld
1991 - 2000
Graf-Münster Gymnasium Bayreuth, Allgemeine Hochschulreife
2001 - 2007
Universität Stuttgart, Diplomstudiengang Fahrzeug- und Motorentechnik
2007
Diplomarbeit bei Mahle Powertrain Ltd, Northampton, UK
2007 - 2011
Wissenschaftlicher Mitarbeiter am Institut für Verbrennungsmotoren und
Kraftfahrwesen, Universität Stuttgart
Seit 2011
Entwicklungsingenieur bei der Robert Bosch GmbH, Stuttgart Feuerbach,
Geschäftsbereich Diesel Systems, Abteilung DS/EVL2
119
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Seele and Geist
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